Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U

1 1. Equation Chapter 1 Section 1 Trabajo Fin de Máster Ingeniería Química Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Autora: Leticia Gómez Moeckel Tutora: María Custodia Fernández Baco Dpto. de Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2022 Índice de Tablas 2 3 3 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Proyecto Fin de Máster Ingeniería Química Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Autora: Leticia Gómez Moeckel Tutora: María Custodia Fernández Baco Dpto. de Ingeniería Química y Ambiental Escuela Técnica Superior de Ingeniería Universidad de Sevilla Sevilla, 2022 Índice de Tablas 4 5 5 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. A mi familia A mis profesores Índice de Tablas 6 7 7 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Agradecimientos A Dios por las oportunidades y caminos que me abriendo en la vida. A mi familia por inculcarme los valores del trabajo y el esfuerzo. A mi tutora, Custodia, por su siempre maravillosa disponibilidad y profesionalidad. A todos los profesores que han formado parte de mi transcurso académico, por los conocimientos transmitidos y la ayuda brindada. Es especial, a todo el profesorado del departamento de ingeniería química por el trato recibido durante todos estos años del grado y máster. A mis compañeros por hacer que siempre recuerde esta etapa con añoranza y bonitos momentos. A todo el equipo de Migasa por confiar en mí y hacer posible que siga cumpliendo mis sueños a nivel profesional. Leticia Gómez Moeckel Sevilla, 2022 Índice de Tablas 8 9 9 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Resumen La eficiencia energética es uno de los objetivos cada vez más perseguidos en el sector industrial. Por ello, en el presente Trabajo Fin de Máster se estudia y detalla uno de los proyectos que a día de hoy estoy llevando a cabo en la empresa Migasa Aceites, S.L.U. El proyecto y, por ende, el presente trabajo consiste en el estudio y mejora de la red de distribución de vapor y condensados de la refinería de aceite de Migasa, Dos Hermanas. Se detalla la situación actual del sistema de vapor, desde la generación, distribución y el retorno de condensados; identificando las deficiencias y/o oportunidades de mejora del sistema. Se plantean diferentes propuestas de mejora del sistema de vapor, siguiendo la normativa y recomendaciones de los mayores especialistas en el sector del vapor. Se presenta una reestructuración de la red de retorno de condensados de planta, así como un plan de mantenimiento de los diferentes equipos y accesorios que no se encuentran en buen estado. Así mismo, se realiza un estudio energético y económico para la validación y puesta en marcha del estudio de mejoras planteado. Con este trabajo se persigue aumentar el rendimiento, minimizar las pérdidas, ahorrar energía, buscar sistemas seguros y eficientes, conocer a fondo y controlar el proceso, fomentar el mantenimiento y generar menos emisiones de CO2. Índice de Figuras 16 2 ÍNDICE DE FIGURAS Figura 1. Consumo energía final en el sector industrial [5] 24 Figura 2. Distribución porcentual de la demanda energética del sector industrial en España (2000-2019). [6] 24 Figura 3. Sistema de Vapor típico. [10] 28 Figura 4. Partes caldera típica. [13] 28 Figura 5. Caldera pirotubular. [15] 29 Figura 6. Caldera acuotubular. [17] 30 Figura 7. Clasificación trampas de vapor. [19] [20] 31 Figura 8. Purgador de boya [20] 32 Figura 9. Purgador de cubeta invertida 32 Figura 10. Purgador de expansión líquida. [20] 33 Figura 11. Respuesta actuación purgador de expansión líquida X – X. [20] 33 Figura 12. Purgador de presión equilibrada. [20] 34 Figura 13. Funcionamiento purgador de presión equilibrada. [20] 34 Figura 14. Respuesta purgador de presión equilibrada Y - Y. [20] 34 Figura 15. Purgador bimetálico. [22] 35 Figura 16. Placa bimetálica. [20] 35 Figura 17. Modelo trampa termodinámica. [20] 35 Figura 18. Purgador de impulsos. [19] 36 Figura 19. Purgador de laberinto. [20] 36 Figura 20. Purgador placa orificio. [19] 37 Figura 21. Energía del vapor y condensados. [23] 38 Figura 22. Ejemplo reutilización vapor flash [24]. 38 Figura 23. Calderas de vapor Migasa 39 Figura 24. Contenido de oxígeno respecto temperatura agua. [29] 41 Figura 25. Conductividad agua calderas Migasa. 42 Figura 26. Conductividad agua cogeneración y condensados en Migasa. 43 Figura 27. Tanque alimentación agua a calderas. [31] 44 Figura 28. Depósito agua almacenamiento a calderas (18 m3). 45 Figura 29. Depósito agua almacenamiento a calderas (12 m3). 45 Figura 30. Esquema disposición tanques de alimentación de agua a calderas (Migasa). 46 Figura 31. Cabezal mezclador tanque alimentación agua a calderas. [33] 47 Figura 32. Alimentación fluidos al tanque de alimentación de 18m3. 47 17 17 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 33. Modelo de enfriador de muestras. [32] 48 Figura 34. Tomas de muestras fluidos de alimentación al tanque de almacenamiento (Migasa). 49 Figura 35. Alimentación todo/nada de agua a caldera [34] 50 Figura 36. Sistema de alimentación de agua a caldera modulante [34] 50 Figura 37. Regulación agua caldera Umisa 51 Figura 38. Instalación de economizador para caldera de vapor [35] 51 Figura 39. Caudal aproximado de purga de fondo en función de la presión de la caldera y tamaño de la válvula [31] 52 Figura 40. Purga de fondos caldera Umisa 53 Figura 41. Purga de fondos caldera Sogecal 53 Figura 42. Control manual de TDS [9] 54 Figura 43. Control automático TDS [9] 54 Figura 44. Purga de sales caldera Umisa 55 Figura 45. Purga de sales caldera Sogecal 55 Figura 46. Sistema con recuperación de energía de la purga de sales [34] 56 Figura 47. Tanque de purgas de caldera [34] 56 Figura 48. Tanque de purgas calderas Umisa y Sogecal (Migasa) 57 Figura 49. Colector principal vapor (Migasa) 58 Figura 50. Drenaje condensados colector vapor [34]. 58 Figura 51. Formación de bolsa sólida de agua en tubería 59 Figura 52. Recomendaciones líneas de distribución vapor [34] 60 Figura 53. Esquema instalación tubería de vapor en tramo ascendente [10] 60 Figura 54. Derivaciones tuberías vapor [34] 61 Figura 55. Diagrama de drenaje de una derivación [10] 61 Figura 56. Junta de expansión [21] 62 Figura 57. Junta tipo fuelle [21] 62 Figura 58. Cruva completa [34] 62 Figura 59. Lira o herradura [34] 63 Figura 60. Curva de dilatación [34] 63 Figura 61. Eliminador de aire en tubería de vapor [21] 64 Figura 62. Esquema distribución vapor Migasa 64 Figura 63. Purga de equipos con serpentines de fondo 67 Figura 64. Esquema estación de purga línea principal distribución de vapor de calderas 68 Figura 65. Filtros lanza de vapor tanque alimentación agua a calderas 69 Figura 66. Tubería de rebose y venteo tanque alimentación agua a caderas 70 Figura 67 . Aporte agua fría al tanque de purga de fondo 71 Figura 68. Válvula reguladora línea vapor neutralización clásica 73 Figura 69. Filtros mal instalados 74 Figura 70. Identificación de puntos con necesidad de drenaje 75 Índice de Figuras 18 Figura 71. Derivaciones líneas de vapor fábrica 76 Figura 72. Dilatador mal instalado 77 Figura 73. Reactor aceite y agua proceso decoloración 77 Figura 74. Depósitos de ácidos grasos 78 Figura 75. Depósito de acumulación de condensados de los procesos de la decoloración y filtrado 79 Figura 76. Depósito agua para lavado aceite semillas (90ºC) 80 Figura 77. Caja acumulación de condensados zona “física" 80 Figura 78. Venteo caja acumulación condensados zona "física" 81 Figura 79. Condensados de calderas 82 Figura 80. Estado de los purgadores revisados 82 Figura 81. Propuesta tubería rebose depósito 18m3 de agua alimentación a calderas [34] 84 Figura 82. Propuesta depósito alimentación agua a calderas 84 Figura 83. Instalación de control de alimentación de agua [34] 85 Figura 84. Esquema control alimentación de agua a calderas 86 Figura 85. Propuesta de purgas y aprovechamiento de energía 87 Figura 86. Propuesta modificación colector vapor 88 Figura 87. Propuestas instalación eliminadores de aire 90 Figura 88. Propuesta depósito acumulación de condensados [34] 92 Figura 89. Sistema de detección de condensado contaminado [34] 93 Figura 90. Ahorros costes asociados al aumento temperatura del agua de aportación a calderas 104 Figura 91. Inversión y ahorro modificación control purgas y recuperación de calor y revaporizado 107 Figura 92. Inversión- Ahorro nueva distribución red de condensados y depósitos almacenamiento 108 Figura 93. Inversiónahorro sustitución purgadores 110 Figura 94. Inversión y ahorro total anual de modificaciones sistema vapor 111 Figura 95. Comparativa de costes asociados al sistema de vapor actual y propuesto 112 19 19 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Índice de Figuras 20 21 21 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 1 INTRODUCCIÓN a optimización energética es uno de los aspectos más importantes en el sector industrial. Estar inmerso en las nuevas técnicas de innovación, reducir la demanda, tener un control eficiente del sistema de generación y distribución y aprovechar la energía es esencial para conseguir y mantener una instalación eficiente energéticamente. Además, la mejora constante de los procesos e instalaciones e incentivar las inversiones en I+D+i son objetivos prioritarios en el sector industrial. Para conseguir estos objetivos existen dos conceptos fundamentales: la tecnología y la creación de una situación social que lo impulse. Implementar un sistema eficiente energéticamente, implica un ahorro económico y de riesgos; un mejor branding empresarial y, por tanto, una mayor competitividad en el mercado; una apuesta por la innovación y seguridad energética y un mayor compromiso con el medio ambiente [1]. Se debe invertir en actividades de I+D+i 1 para aumentar la eficiencia y reducir el consumo energético. Además, la Unión Europea establece cada vez objetivos más ambiciosos con el fin de reducir las emisiones de gases invernadero (GEI) e incrementar la cuota de energías renovables. El sector industrial representa en torno al 25% del total de la energía consumida a nivel mundial [2], por tanto, es de suma importancia no solo hacer un uso controlado y adecuado de esta, sino intentar reducir estos consumos manteniendo la producción deseada. Hay una tendencia ascendente del consumo energético en el sector industrial desde el 2017 2 (Figura 1) y una demanda creciente (Figura 2). En el año 2020 se presenta una caída del consumo energético a causa de la COVID-19. No obstante, los estudios del año 2021 representan de nuevo, un incremento del consumo [3]. Por ello, las mejoras en eficiencia energética juegan un papel fundamental. El aumento de la actividad industrial que se pretende debe ir de la mano con estos objetivos. Además, de esta forma se persigue alcanzar los objetivos marcados por el Paquete Energía-Clima en 2020, en los cuales se pretende obtener un 20% de mejora en eficiencia y en el uso de energía renovables respecto los valores del 2007 y una reducción en emisión de gases del 20%. [4] 1 La Agencia Internaciones de la Energía (AIE) estima que a partir de 2025 las inversiones públicas en eficiencia energética lleguen a unos 630 billones de dólares al año. En 2020 la inversión ha estado cerca de los 270 billones de dólares. [44] 2 El aumento del consumo energético en 2017 se justifica por el aumento de la actividad industrial este año, tras la recuperación de la crisis cuya repercusión comenzó a hacerse visible en la industria y, por ende, en el consumo energético de la misma desde el 2006. [5] L A lo largo del espacio hay energía, y es mera cuestión de tiempo hasta que los hombres tengan éxito en sus mecanismos vinculados al aprovechamiento de esa energía - Nikola Tesla - Introducción 22 Figura 1. Consumo energía final en el sector industrial [5] Figura 2. Distribución porcentual de la demanda energética del sector industrial en España (2000-2019). [6] Un aspecto a destacar para fomentar la eficiencia energética 3 en la industria es aumentar el aprovechamiento de la energía térmica [7]. La demanda de calor industrial cada vez es mayor, se prevé un aumento del 1,7% cada año hasta 2030 [8]. El vapor es uno de los recursos más utilizados para la obtención de energía térmica. Es usado en muchos tipos de industrias: petroquímica, química, farmacéutica, metalúrgica, naval, textil, papelera, cervecera, tabacalera, 3 Eficiencia energética: “la relación entre la producción de un rendimiento, servicio, bien o energía, y el gasto de energía” [45] 500 5.500 10.500 15.500 20.500 2010 2011 2012 2013 2014 2015 2016 2017 2018 2019 KTEP Año CARBONES PRODUCTOS PETROLÍFEROS GASES ENERGÍAS RENOVABLES ENERGÍA ELÉCTRICA TOTAL 23 23 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. alimentación, bebidas, caucho, servicios, etc. Además, el vapor es un medio muy eficiente debido a sus múltiples ventajas [9]: • Procede del agua, medio sencillo de obtener, alta disponibilidad y económico. • Limpio e inodoro. • Muy controlable. A cada presión le corresponde una temperatura, una energía y un volumen específico. • De fácil distribución. • Tiene un elevado calor específico. Cantidades de energía elevadas por unidad de masa. • No tóxico, no inflamable. • Fácil disponibilidad, distribución y control. • Alto coeficiente de transferencia térmica (2,3 a 2,9 kW/m² °C). • Transmite el calor a temperatura constante. El buen aprovechamiento del vapor y la recuperación de los condensados que se producen tras la cesión de calor no solo supondrá una reducción en los costes, sino que promueve la búsqueda de un sistema eficiente. 25 2 ESTRUCTURA DEL TRABAJO l presente Trabajo Fin de Máster tiene como objetivo la optimización de la red de condensados y, por tanto, la optimización energética de la refinería de aceite alimentario perteneciente a Grupo Migasa (Migasa Aceites, S.L.U). La actividad industrial de la empresa consiste en la elaboración y comercialización, principalmente, de aceites de oliva, seguido de aceites de girasol y orujos de oliva, así como, una amplia gama de aceites vegetales, harinas y ácidos grasos. La producción y la demanda de estos cada vez es mayor y, por tanto, el consumo energético aumenta cada vez en mayor proporción. En los diferentes procesos una de las principales y más utilizada fuente energética es el vapor. Por ello, con este Trabajo se pretende realizar el estudio y optimización de la red de condensados presenta en las instalaciones, producida por la condensación del vapor tras ceder su energía. En este estudio se contemplarán los siguientes apartados: • Descripción de Sistema de Vapor. • Descripción del Área de Estudio. • Identificación Deficiencias del Sistema de Vapor. • Propuestas de mejora. • Análisis energético y económico. • Resultados. • Conclusiones. • Anexos. E Descripción Sistema de Vapor 32 Figura 12. Purgador de presión equilibrada. [20] Figura 13. Funcionamiento purgador de presión equilibrada. [20] La cápsula se compone de unas paredes suficientemente delgadas como para ser altamente sensibles a los cambios de presión o temperature y, por lo tanto, esto permite una respuesta rápida del purgador (véase Figura 14). Figura 14. Respuesta purgador de presión equilibrada Y - Y. [20] - Purgadores bimetálicos (Figura 15). Está formado por dos metales que se encuentran en una placa. Cuando aumenta la temperatura dilatan de forma diferente cada uno de los metales formando una curva. La placa está fijada al purgador por un lado y por el otro lado acciona la válvula. Cuando la temperatura es inferior a la del vapor, el aire y el condensado evacuarán el purgador por la válvula que se encontrará en posición de apertura. Sin embargo, cuando la temperatura se aproxime a la del vapor, el extremo de la placa que conecta con la válvula se curvará hacia abajo y provocará el cierre de esta. Cuando el cuerpo del purgador se llene de condensado y baje la temperatura, el elemento metálico recobrará su posición inicial volviendo a abrir la válvula. 33 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 15. Purgador bimetálico. [22] Este tipo de purgadores actúan a temperaturas practicamente constantes, con lo que no servirían para procesos con presiones y temperaturas muy variables. Además, la fuerza que ejerce una sola placa metálica es pequeña, con lo cual se tiene que utilizar placas con gran cantidad de metal (Figura 16) para que funcione correctamente. Aunque, esto tiene como consecuencia una actuación lenta ante cambios. Figura 16. Placa bimetálica. [20] 3.2.3 Purgadores termodinámicos Este tipo de purgadores (Figura 17) actúan ante cambios dinámicos en el fluido, es decir, ante variaciones de velocidad. Los componentes de estos modelos de trampas son: un cuerpo, tres orificios de salida y un disco móvil. Figura 17. Modelo trampa termodinámica. [20] En la puesta en marcha, la presión de entrada al purgador eleva el disco móvil hacia la parte superior permitiendo la evacuación del condensado y el aire por los 3 orificios del mismo. A medida que va entrando el condensado caliente, este disco va descendiendo acercándose cada vez más a los anillos de asiento e impidiendo, por tanto, la salida. El movimiento del disco se explica por los cambios de presión. La presión dinámica aumenta cuando aumenta la velocidad del condensado y revaporizado que fluyen debajo del disco. La presión total permanece constante (teorema Bernoulli), por lo que, para compensar el aumento de presión mencionada anteriormente, la presión estática disminuye desprendiendo revaporizado. El revaporizado entra en la zona superior del disco (debajo del tapón superior de la trampa) y va aumentando la presión sobre el disco, venciendo finalmente a la presión del fluido a la entrada y, por lo tanto, provocando que Descripción Sistema de Vapor 34 el disco se apoye en los anillos de asiento e impidiendo la salida del fluido. Cuando el revaporizado vaya condensando, la presión ejercida sobre el disco irá disminuyendo provocando el ascenso del disco hacia la zona superior y favoreciendo, por lo tanto, la salida del condensado acumulado en el cuerpo. Se diferencia, a continuación, tres modelos diferentes de trampas termodinámicas [19] [20]: - Purgador de impulsos (Figura 18). Se compone de un obtulador cilindrico (P) con un orificio central (O) que asciende y desciende por el cuerpo cilíndrico de la trampa según las variaciones de presión. Cuando llega a la superficie inferior, el obtulador impide la salida de condensado cerrando los orificios de salida. Figura 18. Purgador de impulsos. [19] El condesado llega a la trampa, borde el obtulador y sale por el orificio central. Al pasar el condensado por esta zona de estrechamiento, la pérdida de carga ocasionada produce una disminución de presión en la zona superior de la trampa y un aumento en la parte inferior, provocando la subida del obtulador. Cuando llega vapor al purgador, el orificio central ejerce una mayor resistencia al paso de este, produciendo un aumento de presión en la zona superior, una disminución en la zona inferior y, como consecuencia, el descenso del obtaculador impidiendo de la salida del fluido. - Purgador de laberinto (Figura 19). Formado por un conjunto de deflectores por los que va circulando el condensado que incide en la trampa. A medida que va pasando por los deflectores va perdiendo presión y se genera revaporizado. Los deflectores dispuestos a continuación tienen un mayor volume ya que deben hacer frente a mayores cantidades de condensado y, también, evitan el escape del vapor vivo. Estos purgadores se ajustan manualmente con un volante del que disponen, con lo cual no es adecuado para procesos con importantes variaciones de presión del vapor y de carga de condensado. Figura 19. Purgador de laberinto. [20] - Purgador placa orificio (Figura 20). Es la primera trampa de vapor que se inventó. Se trata de una placa con un orificio por donde transcurre el condensado. 35 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 20. Purgador placa orificio. [19] El aumento del paso de condensado por el orificio, así como el revaporizado, va aumentando la pérdida de carga e impide parcialmente el paso del fluido impidiendo la pérdida de vapor. 3.3 Recuperación de condensados El condensado generado en las líneas de distribución de vapor, tanto principales como secundarias, además, de tener que ser evacuado, como hemos visto en el apartado anterior, es importante su aprovechamiento. Esto se debe a que los condensados son un fluido muy valioso, al ser de alta calidad y estar a temperaturas muy elevadas, próximas a la del vapor saturado. Por lo tanto, el sistema de vapor debe completarse con la línea de retorno de condensados al tanque de alimentación de agua de calderas, siempre y cuando sea posible [10]. En ocasiones, no podrá ser viable retornar condensados al depósito de alimentación de agua a calderas, ya sea porque la inyección de vapor en el equipo sea directa, o bien, por riesgo de contaminación de este fluido. Esta contaminación puede ser originada por diferentes motivos, por ejemplo, el mal estado de un serpentín de vapor de un depósito de aceite. En este caso, si en el serpentín hay poros, el vapor será contaminado con el aceite y, posteriormente, saldrá con el condensado generado. Por estos motivos, es muy importante controlar la calidad de los condensados que retornan al tanque de agua de alimentación a calderas ya que, como veremos en apartados posteriores, el agua que se introduce en las calderas tiene que cumplir una serie de características para evitar el deterioro y mal funcionamiento de estas. Un buen diseño de la red de distribución de retorno de condensados aumenta la eficiencia energética del proceso y, como consecuencia, implica un importante ahorro económico. Estos ahorros producen la reducción de consumo de combustible debido a las altas temperaturas de los condensados. Además, disminuyen los costos asociados al tratamiento del agua de alimentación a calderas ya que se trata de agua pura de muy alta calidad y reducimos el consumo de agua. El condensado contiene aproxidamente una cuarta parte de la energía del vapor del que procede [23]. En la Figura 21 se muestra la energía del vapor y del condensado a una misma presión. Descripción Sistema de Vapor 36 Figura 21. Energía del vapor y condensados. [23] Para completar la red de aprovechamiento de condensados, debe aprovecharse el vapor flash generado. Parte del condensado cuando se descomprime se revaporiza, es decir, genera vapor flash. La energía de este vapor, también y si es posible, debe ser reutilizada en otros puntos del sistema que requieran menores temperaturas [9]. Por ejemplo, se puede aprovechar este vapor para un intercambiador de calor que esté dentro de ese rango de temperatura. Siempre que la presión de entrada del vapor al intermbiador sea suficientemente superior a la de salida, el intercambiador podrá funcionar correctamente y el condensado generado tras ceder el calor al fluido que se pretende calentar, podrá ser evacuado. Figura 22. Ejemplo reutilización vapor flash [24]. 37 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 4 DESCRIPCIÓN DEL ÁREA DE ESTUDIO En este apartado se describirá la instalación del sistema de vapor y red de condensados de la refinería de Migasa, Dos Hermanas 4 . 4.1 Sala de calderas El vapor usado en en la refinería de Migasa procede, principalmente, de dos calderas, Sogecal y Umisa (Figura 23), que producen 12.500 kg/h a 11bar y 14.000 kg/h a 11 bar, respectivamente. También, en las instalaciones se encuentra una planta de cogeneración de Neoelectra que le suministra energía térmica (Tabla 1). CALDERAS DE VAPOR Umisa Sogecal Tipo Pirotubular Pirotubular Presión vapor (bar) 11 11 Temperatura vapor (ºC) 188,045 188 Producción máxima (kg/h) 14.000 12.500 Combustible Gas natural Gas natural Tabla 1. Descripción calderas de vapor Migasa Figura 23. Calderas de vapor Migasa La caldera principal es la Sogecal. A pesar de que la caldera puede producir 12.500 kg/h, cuando sobrepasa una producción de 6.000 kg/h está programado que arranque la segunda caldera, Umisa. 4 En el Anexo I se muestra un P&ID de la distribuión del vapor en la planta de Migasa (Dos Hermanas), así como, la red de distribución de condensados en la refinería. Descripción del Área de Estudio 38 4.2 Tratamiento de agua Para conseguir un funcionamiento eficiente y un correcto control químico del agua de una caldera vapor se debe vigilar, principalmente, tres parámetros del agua: oxígeno disuelto, pH, sales y conductividad. Según el tipo de caldera, la norma obliga o recomienda diferentes valores de estos parámetros, entre otros. Un adecuado tratamiento del agua asegura una larga vida útil de la caldera, evitando corrosions, incrustaciones, desgastes, etc. El tratamiento tiene como objetivo mantener los valores de los parámetros recomendados o exigidos por normativa (UNE EN-12953-10 para calderas pirotubulares y UNE EN-12952-12 para calderas acuotubulares) [25]. Los principales parámetros involucrados en el tratamiento del agua para calderas de vapor son: pH, dureza, oxígeno, hierro y cobre, dióxido de carbono, fosfato, sólidos disueltos, sólidos en suspesión, sílice, alcalinidad y conductividad [26]. En los siguientes apartados, se especifican los aspectos referenciados en norma para las calderas pirotubulares, puesto que este tipo de caldera será el modelo objeto de estudio del presente trabajo. 4.2.1 Agua de alimentación a caldera El vapor industrial generado en las calderas se genera normalmente usando agua blanda, descalcificada o tratada por ósmosis inversa. Además, el agua debe ser calentada y tratada quimicamente para evitar problemas en los equipos de generación de vapor [27]. El tratamiento del agua de alimentación a las calderas es necesario para reducir la corrosión, evitar incrustaciones y minimizar la formación de espumas. Todo ello facilita el arrastre de agua de la caldera al circuito de vapor. En la Tabla 2, se muestran los valores de los parámetros recomendados según la Norma vigente EN 12953-10, los cuales deben ser controlados en las calderas pirotubulares. NORMATIVA AGUA DE ALIMENTACIÓN PARA CALDERAS PIROTUBULARES Norma EN 12953-10 pH a 25ªC > 9,2 Hierro (Fe) mg/l < 0,3 Oxígeno (O2) mg/l < 0,05 Cobre (Cu) mg/l < 0,05 Conductividad µS/cm -5 Dureza total (Ca + Mg) mmol/l < 0,01 Aceite/ Grasa mg/l < 1 Tabla 2. Normativa agua de alimentación a calderas pirotubulares. [28] El oxígeno tiene una relación directa con los tratamientos añadidos. El nivel de oxígeno contenido varía en función de la temperatura del tanque. La necesidad de tratar el contenido en oxígeno se reduce a medida que la temperatura aumenta (véase Figura 24). 5 No especificada la conductividad del agua de alimentación a calderas, solo hay valores guía correspondientes al agua de caldera. 39 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 24. Contenido de oxígeno respecto temperatura agua. [29] Por esta razón, se recomienda que el tanque se encuentre a una temperatura alta y constante. Un pH inferior a los valores recomendados implicará una solución ácida que atacará a las superficies del tanque de alimentación y de la caldera. Por ello, con los tratamientos químicos se debe conseguir estar dentro del rango que especifica la norma. Un registro alto de hierro contenido en el agua de aportación puede ocasiones problemas en las instalaciones de corrosiones. Por este motivo, también, será importante controlar el parámetro con especial atención. Por último, la conductividad es otro factor que se vigila de forma constante. La conductividad determina la cantidad de sólidos presentes en el agua y se utiliza para el control de purga. PARÁMETROS CONTROLADOS DEL AGUA DE ALIMENTACIÓN CALDERAS MIGASA6 Parámetros Ene- 21 Feb- 21 Mar- 21 Abr- 21 May- 21 Jun- 21 Jul- 21 Ago- 21 Sep- 21 pH a 25ªC 7,1 6,5 6,6 6,6 7,6 6,1 8,1 7,3 7 Hierro (Fe) ppm 0,44 0,25 0,16 0,17 0,14 0,19 0,1 0,57 0,18 Conductividad µS/cm 107 32 42,7 42 55 38,3 55,8 72 61,6 Dureza total ºF 10,6 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 Temperatura ºC 80 82 79 80 80 81 76 82 80 Tabla 3. Valores parámetros controlados agua alimentación calderas Migasa. A continuación, se destacan algunos comentarios referentes a las variables de la Tabla 2 y Tabla 3: • Los valores de pH del agua de alimentación son inferiores a los recomendados por la norma. • El hierro, a pesar de dos tomas, se encuentra dentro de los valores permitidos. • La conductividad es baja y correcta. • No se toma medida del oxígeno contenido en el agua de alimentación a calderas. • El agua del tanque de alimentación tiene una media de 80ºC. 6 Conversión unidades: 0,1 ºF = 1 mg/l (ppm) de CaCO3 = 0,01 mmol/l de Ca+Mg = 0,4 mg/l (ppm) de Ca Descripción del Área de Estudio 40 4.2.2 Agua en calderas El agua de las calderas, también, debe cumplir una serie de parámetros los cuales quedan reflejados en la Tabla 4 dispuesta, a continuación. NORMATIVA AGUA DE CALDERA PIROTUBULAR Norma EN 12953-10 pH a 25ªC 10,5 a 12 Fe mg/l < 0,3 Conductividad µS/cm < 6.000 Tabla 4. Normativa agua de calderas pirotubulares. [28] Es importante controlar el parámetro de la conductividad del agua de caldera ya que, si el valor está muy por debajo de lo establecido en la norma, significa que la purga es excesiva y se está malgastando agua, energía y tratamiento. Si, por el contrario, el valor está por encima indica que la purga es inferior a la necesaria y, en este caso, se produce un aumento de espumas en el agua que puede provocar arrastres con el vapor ocasionando pobre eficacia energética y suciedad de intercambio, válvulas y purgadores. Figura 25. Conductividad agua calderas Migasa. Tal y como se muestra en la gráfica anterior de la Figura 25, a pesar de que la conductividad del agua de calderas en Migasa se encuentra por debajo del valor marcado por la normativa < 6000 µS/cm, en la mayoría de las muestras, se observa que la caldera Umisa en julio, la conductividad alcanzó valores que triplican el valor de la norma. El controlador no estaba controlando correctamente la válvula de purga, por lo tanto, no se estaba realizando los ciclos de purgas programados. La conductividad fue subiendo hasta alcanzar unos valores que fueron los detonantes para la intercepción de la incidencia que se estaba dando. Solucionada la incidencia, la conductividad vuelve a los valores normales recomendados por la normativa. 2.130 1.996 1.195 1.603 914 5.230 16.170 3.130 4.680 1.399 2.310 2.360 1.943 1.735 3.950 3.550 3.230 5.410 0 2.000 4.000 6.000 8.000 10.000 12.000 14.000 16.000 18.000 ene-21 feb-21 mar-21 abr-21 may-21 jun-21 jul-21 ago-21 sep-21 Conductividad (µS/cm) Fecha Conductividades agua de calderas Migasa Umisa Sogecal 41 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. La cantidad de purga depende de los sólidos en el agua de alimentación y del caudal de vapor. En Migasa, en el agua de alimentación normalmente no suele haber muchas diferencias, pero el caudal de producción de vapor no es constante, varía notablemente y con frecuencia. 4.2.3 Agua procedente de condensados de vapor y agua de cogeneración Se debe revisar los valores de conductividad del retorno de condensados. A pesar de que no existen valores marcados por la norma, se recomienda que la conductividad de los condensados se encuentre por debajo de 75 µS/cm y que los valores de pH se mantengan con valores superiores a 8 [30] (Tabla 5). RECOMENDACIONES PARÁMETROS CONDENSADOS DE RETORNO7 pH a 25ªC > 8 Fe mg/l < 0,3 Conductividad µS/cm < 75 Tabla 5. Recomendaciones parámetros agua de condensados para calderas pirotubulares. [23] Figura 26. Conductividad agua cogeneración y condensados en Migasa. Como se muestra en la gráfica anterior de la Figura 26, tanto la conductividad del retorno de condensados como el de la cogeneración, se encuentran en valores correctos, respecto los valores recomendados (véase Tabla 5). Los valores de pH, también, se mantienen dentro de las especificaciones recomendadas. 4.3 Tanque almacenamiento agua alimentación a caldera El tanque de almacenamiento de agua para caldera es un recipiente donde se almacena el agua de aportación preparada y se recuperan los condensados resultantes del sistema de distribución de vapor para alimentar a las calderas. 7 No exiten valores marcados por la norma, se especifican valores recomendados. 91 56 60 69 59 60 65 127 86 35 0 74 0 0 0 0 0 0 0 20 40 60 80 100 120 140 ene-21 feb-21 mar-21 abr-21 may-21 jun-21 jul-21 ago-21 sep-21 Conductividad (µS/cm) Fecha Conductividad agua cogeneración y retorno condensados - Migasa Cogeneración Retorno condensados Descripción del Área de Estudio 48 Figura 35. Alimentación todo/nada de agua a caldera [34] Por otro lado, la alimentación de agua regulada a caldera se puede realizar mediante la bomba y una válvula de control reguladora o, con una válvula on-off y una bomba de frecuencia variable (Figura 36). Este sistema tiene las siguientes ventajas e inconvenientes [34]: • La presión y el caudal de vapor se mantiene constante • El quemador y la bomba funcionan de forma más eficiente que con el control todo/nada de alimentación de agua. Además, tienen un menor desgaste. • Hay menos estrés térmico y se disminuyen los arrastres de agua • Instalación más cara y con mayor consumo de electricidad, normalmente. Figura 36. Sistema de alimentación de agua a caldera modulante [34] La regulación continua del nivel del agua implica que no pare el proceso de ebullición que se da en el interior del generador. Este control se aconseja para calderas con una potencia igual o superior a 4 MW. La caldera debe prover de un economizador si la regulación de agua es continua [35]. De cualquier forma, es importante que el nivel se controle bien para que la caldera trabaje de una forma segura y correcta. En Migasa las bombas que alimentan a las dos calderas son reguladoras, es decir, mediante variadores de 49 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. frecuencia van modulando el caudal de agua (véase Figura 37). Figura 37. Regulación agua caldera Umisa 4.4.1 Economizadores El economizador aumenta en gran medida la eficacia de la caldera siempre y cuando la temperatura del agua de retorno esté por debajo del punto de condensación de los humos de combustion (57ºC para calderas de gas natural). Si es inferior no se conseguirá aumentar mucho más el rendimiento. Se debe controlar la temperatura de los humos de escape de caldera para evitar la condensación, sobretodo, en la etapa de arranque de la caldera. Se aconseja tener un by-pass (BP, véase Figura 38) que mande los humos directamente a la chimenea, sin pasar por el economizador, si se considera necesario [35]. Figura 38. Instalación de economizador para caldera de vapor [35] Cada una de las calderas de Migasa dispone de un economizador que aumenta la temperatura del agua de aportación a calderas. Descripción del Área de Estudio 50 4.5 Sistema de purgas Las purgas consisten en evacuar un porcentaje del agua que se encuentra en el interior de la caldera para reemplazarla aportando agua del tanque de almacenamiento. Las dos razones principales por las que se necesita que la caldera realice purgas de agua saturada de forma repetitiva son [35]: • Eliminar los lodos formados que se depositan por gravedad en la parte baja de la caldera: purga de lodos. • Mantener los niveles de conductividad correctos siguiendo la normativa para generar un vapor de alta calidad sin arrastres de caldera: purga de sales o control de sólidos totales disueltos (TDS). El control de la cantidad de purgas necesarias será determinado según los valores de los cloruros disueltos en el agua de alimentación y en el agua de la caldera. Si estos valores son correctos significa que el número de purgas es el adecuado [35]. Como se describe con anterioridad para cada uno de los objetivos que se persiguen con el sistema de purgas se determinan dos tipos: purga de lodos y purga de sales o control TDS. La mayor o menor frecuencia con la que se realizan las purgas dependerá de la calidad del agua. Por esta razón, es muy importante llevar a cabo un adecuado tratamiento del agua de aportación a la caldera. Si el agua de reposición tiene buena calidad, la cantidad de purga disminuirá [9]. El control TDS puede hacerse mediante la misma purga de fondos o con un sistema específico. Éste último tiene varias ventajas asociadas que se detallan en los siguientes apartados. 4.5.1 Purga de fondos El objetivo de esta purga es eliminar los lodos depositados en el fondo de la caldera. La evacuación de los lodos se realiza por el fondo de la caldera mediante una válvula automática que abrirá y cerrará según los ciclos de los intervalos de tiempo que se hayan programado mediante un temporizador. Es conveniente que se produzcan turbulencias. Este estado de agitación se debe dar especialmente durante los primeros instantes de la apertura y pasados los primeros segundos desaparece. Por esta razón interesa que se establezcan purgas cortas, de pocos segundos. Aunque, como se ha comentado previamente, los tiempos e intervalos de purgas se deciden en función de los análisis que se realicen, normalmente, son suficientes purgas de 3-5 segundos cada 4 horas [34]. En el gráfico de la Figura 39 se puede ver el caudal de purga en función de la presión de caldera y el tamaño de la válvula: Figura 39. Caudal aproximado de purga de fondo en función de la presión de la caldera y tamaño de la válvula [31] 51 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. En Migasa, ambas calderas disponen de purga de fondos (Figura 40 y Figura 41). Tanto la caldera Umisa como la Sogecal, disponen de dos válvulas neumáticas DN40 colocadas en cada extremo de la caldera. Estas se abren secuencialmente para asegurar la purga de cada extremo. Los intervalos programados se pueden observar en la Tabla 6, a continuación. UMISA SOGECAL Intervalo 180 minutos 180 minutos Duración 5 segundos 5 segundos Tabla 6. Ciclos y tiempo de purga de fondos calderas Migasa Figura 40. Purga de fondos caldera Umisa Figura 41. Purga de fondos caldera Sogecal Descripción del Área de Estudio 52 4.5.2 Purga de sales o control TDS Si bien la formación de espuma puede ser causada por altos niveles de sólidos en suspensión, alta alcalinidad o por contaminación por aceites y grasas, la causa más común de arrastres (siempre y cuando que los otros factores se controlen adecuadamente) es un alto nivel de total sólidos disueltos (TDS). Un control cuidadoso del nivel de TDS en el agua de caldera junto con una atención a estos factores debe asegurar que los riesgos de formación de espuma y los arrastres se reduzcan al mínimo. La purga de sales puede ser manual o automática. Si es manual, la empresa que se encarga del mantenimiento de la caldera determinará la cantidad y frecuencia de purga. La purga automática requiere de una sonda de conductividad que establece la apertura o cierre de la válvula automática en función del valor leído y el set point (SP) deseado [36]. El nivel de TDS se puede sacar por una relación directa con la conductividad del agua de la caldera (Ecuación 1) 𝑇𝐷𝑆 (𝑚𝑔 𝑙)=0,64∗ 𝐶𝑜𝑛𝑑𝑢𝑐𝑡𝑖𝑣𝑖𝑑𝑎𝑑 (𝜇𝑆 𝑐𝑚) (1) A continuación, puede observarse la variación de conductividad en la caldera en distintos escenarios. En la Figura 42 se pueden observar variaciones bruscas purgando de forma manual varias veces al día. En la Figura 43 puede apreciarse una variación mucho más suave usando un sistema de control de purgas electrónico en lazo cerrado. Figura 42. Control manual de TDS [9] Figura 43. Control automático TDS [9] En la caldera Umisa, en Migasa, la purga de sales dispone de un sistema automático que regula la conductividad mediante una electroválvula. La sonda se encuentra instalada en el exterior de la caldera, añadido al controlador existente el cual no dispone de posibilidades de configuración (Figura 44). Existe un flujo constante para detectar la conductividad de la caldera. 53 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 44. Purga de sales caldera Umisa En la caldera Sogecal, a diferencia del anterior sistema, se dispone de una sonda en el interior de la caldera que permite detectar inmediatamente la conductividad sin necesidad de apertura de la válvula. Cuando el controlador detecta un aumento de conductividad, envía una señal a la válvula para que abra (Figura 45). Figura 45. Purga de sales caldera Sogecal 4.5.3 Recuperación de energía de las purgas de caldera El agua de la purga de sales o de control de TDS está a la presión y temperatura del vapor. Es decir, tiene un contenido calorífico que se puede recuperar. El agua descargada se convierte en una mezcla de dos fases: agua y revaporizado. Esta mezcla puede conducirse a un sistema de recuperación del revaporizado y puede ser aprovechado en el tanque de alimentación, si la temperatura del agua lo permite [34]. El agua residual contiene aún calor útil que, mediante un intercambiador, se puede emplear para precalentar el agua fría de alimentación, tal como se observa en el esquema presentado en la Figura 46. Descripción del Área de Estudio 54 Figura 46. Sistema con recuperación de energía de la purga de sales [34] En las instalaciones de Migasa, no se cuenta con un sistema de recuperación de calor para reaprovechar la energía contenida en las purgas. 4.6 Tanque de purga de fondo Es necesario, por normativas medioambientales, que las purgas de fondo de las calderas se lleven a un sistema de enfriamiento. Para ello, se usa un recipiente a presión (tanque de purgas) que debe cumplir una serie de normas de fabricación [14]. Las purgas llegan al tanque y son enfriadas. En la parte superior, el depósito tiene un conducto que hace de venteo para poder expulsar el revaporizado y por la parte inferior se expulsan las purgas ya enfriadas (véase Figura 47). Figura 47. Tanque de purgas de caldera [34] En Migasa, existe un tanque de purgas donde van a parar las purgas y descargas que se detallan en el esquema 55 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. dispuesto, a continuación, en la Figura 48. Figura 48. Tanque de purgas calderas Umisa y Sogecal (Migasa) 4.7 Válvulas de seguridad de las calderas de vapor Las calderas de vapor deben tener como mínimo un sistema de seguridad de acuerdo con la norma UNE-EN 12953-8, que proteja la caldera ante situaciones de sobrepresión. Las descargas de las válvulas de seguridad no pueden ir canalizadas con otras descargas, para evitar sobrepresiones. La normativa marca que “los dispositivos de seguridad deben ser capaces de descargar todo el vapor producido a una capacidad de funcionamiento máxima continua sin provocar un aumento de presión más del 10% de la presión máxima admisible de la caldera” [37]. Por lo tanto, el escape debe ser libre e independiente, al igual, que la descarga debe ser en un lugar seguro y debe estar protegida contra las influencias exteriores que puedan provocar daños. La caldera Umisa cuenta con dos válvulas de seguridad, así como la caldera Sogecal. Las descargas de estas van dirigidas hacia el tanque de purgas como puede observarse en la Figura 48. 4.8 Colector principal de vapor Los colectores de vapor tienen dos funciones: • Distribuir las tuberías de entrada y salida de vapor • Permitir que el vapor circule a una velocidad lo suficientemente baja (unos 6-10 m/s) para evitar que las humedades y arrastres se envíen a las tuberías de salida con el peligro de posibles golpes de ariete en las instalaciones. Si las humedades circulan a bajas velocidades, caen por gravedad y pueden ser eliminadas por medio de purgadores de condensados. A continuación, se destacan algunas normas y/o recomendaciones a tener en cuenta. • Es recomendable que el colector disponga de un pozo de purgas situado en el lateral, en el lado opuesto de las entradas de vapor. Descripción del Área de Estudio 56 • Se aconseja que la conexión al drenaje de condensado se realice a 10-15 cm del fondo del pozo de goteo, y en la parte inferior se instale una válvula de bola para el vaciado del colector. • Favorece la instalación de un eliminador de aire en el colector. En la Figura 49, se puede observar el colector principal de vapor de las calderas Umisa y Sogecal de Migasa. A este colector le llega el vapor de ambas calderas y del mismo salen dos tuberías, la principal que suministra vapor a la refinería y otra salida por donde se inyecta el vapor en el depósito de almacenamiento de agua para calderas. Figura 49. Colector principal vapor (Migasa) Es recomendable que los colectores de vapor dispongan de un pozo de purgas y que éste se encuentre en un lateral del colector, en concreto, en el lado opuesto a las entradas de vapor. La conexión del purgador al pozo de goteo nunca debe ser por la parte inferior, sino por el lateral del mismo para evitar atrapar toda la suciedad y provocar un mal funcionamiento del purgador (Figura 50). Se recomienda que la conexión del drenaje de condensado se realice a 10 o 15 cm del fondo del pozo de goteo, y en la parte inferior se instale una válvula de bola para el vaciado del colector tal y como muestra el esquema adjunto [10]. Figura 50. Drenaje condensados colector vapor [34]. 57 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 4.9 Líneas de distribución de vapor y procesos 4.9.1 Normativa y recomendaciones 4.9.1.1 Diseño tuberías de distribución de vapor Las tomas de vapor de las calderas, así como las tuberías de distribución se diseñan según la velocidad del vapor, o bien, según la presión de diseño de la caldera. Si se reduce la presión de funcionamiento se produce un aumento de la velocidad del vapor. Se recomienda que esta velocidad no sea mayor de 30 m/s (entre 25 y 35 m/s) para evitar erosiones en las tuberías [34] [38]. Tanto sobredimensionar como subdimensionar las tuberías tienen efectos negativos tanto en aspectos técnicos como económicos. Sobredimensionar las tuberías implica una menor optimización del espacio, un mayor coste económico, una mayor pérdida de energía y, por lo tanto, un mayor volumen de condensados generados y una peor calidad del vapor. Subdimensionar las tuberías implica un aumento de la velocidad del vapor y una caída de presión mayor, es decir, el vapor tendrá una presión menor a la que se requiere en el punto de utilización. Además, esto implica una mayor probabilidad de golpes de ariete y erosión en la instalación, así como, aumentar el riesgo de que a los equipos o procesos no les llegue el volumen necesario de vapor [10]. 4.9.1.2 Golpes de ariete El transcurso de condensados por las redes de distribución de vapor produce golpes de ariete en las tuberías. El condensado al chocar contra un obstáculo genera un aumento de presión, ruido y vibraciones, que puede hasta provocar la rotura de tubería. En la Figura 51, se muestra como al aumentar el caudal de condensado se forman “bolsas sólidas” que provocará el deterioro de la instalación. Figura 51. Formación de bolsa sólida de agua en tubería Para evitar esta situación, se recomienda [10] (Figura 52): • Instalar las tuberías de distribución de vapor con una inclinación descendente no inferior a 40 mm cada 10 metros, en la dirección del flujo. • Drenar los condensados estableciendo puntos de purga a intervalos regulares de 30 a 40 metros, así como en cualquier punto bajo del sistema y finales de línea. En tramos rectos de tuberías, en los puntos de purga, deberá utilizarse un pozo de goteo. Para facilitar la recogida del condensado, el pozo de goteo deberá tener un diámetro y altura igual a la tubería, hasta tamaños de 100 mm y una medida inferior en tamaños superiores. La conexión de entrada al purgador se coloca 25/30 mm por encima del fondo del pozo para evitar que la suciedad de las tuberías pase al purgador. Por la parte inferior se puede colocar un drenaje con válvula para eliminar la suciedad acumulada, según se ve en esquema siguiente. También, se deberá tener en cuenta puntos de purga en las zonas de acumulación ante de los procesos, cuando las válvulas de control cierran. Descripción del Área de Estudio 64 - Se debe tomar como caudal de diseño el caudal máximo de revaporizado posible - La velocidad de flujo del revaporizado no supere 15 m/s 4.9.4 Recuperación de energía de condensados En la mayoría de procesos que utilizan vapor como medio de aporte calorífico, sólo se aprovecha el calor latente o entalpía de evaporación que el vapor cede al condensar. Esto representa alrededor del 75% de la energía suministrada por la caldera para producir vapor. Aproximadamente el 25% restante lo conserva el agua condensada. Además, de su contenido calorífico, el condensado es agua destilada, ideal para utilizarla como agua de alimentación en la caldera. Para reducir el consumo de agua, para aprovechar el calor contenido en el condensado y para ahorrar tratamiento del agua de alimentación, conviene devolver al tanque de alimentación el condensado que se genera en la planta. Por lo tanto, a la línea de retorno de condensados deberá llegar todos aquellos condensados que se hayan ido generando en la red de distribución de vapor y equipos. No obstante, cabe destacar que, en algunos casos, el aprovechamiento de condensados demasiado calientes puede generar problemas por cavitación en la bomba de alimentación. Estos problemas pueden ser superados si se prevé una altura (presión) de aspiración suficiente. Esta altura depende de la temperatura del agua y del tipo de bomba [10]. Los purgadores funcionan por presión diferencial: Presión del sistema de vapor menos la contrapresión en el sistema de condensados. La contrapresión en el sistema de condensado está formada por la altura hidrostática que el agua tiene que vencer y la resistencia por rozamiento en el recorrido por la tubería. Cuando no hay presión diferencial suficiente no se puede recuperar el condensado o se tiene que hacer a través de una bomba. Hay que tener siempre presente al recuperar el condensado, que debe evitarse todo lo posible las pérdidas de calor por radiación antes de llegar al tanque de alimentación de la caldera. Por esta razón, las líneas de condensado deben ser calorifugadas. Además, es importante tener en cuenta la elección del tipo de purgador, la ubicación de estos equipos, forma de instalarlos, entre otros. También, se debe estudiar los puntos de desaireación automática. Estos últimos, deben situarse en los puntos más altos o en aquellos en los que se prevea una posible presencia de gases incondensables. 4.9.4.1 Puntos de purga A continuación, se destaca diferentes puntos donde se debe dar el drenaje de los condensados mediante purgadores [19]: - En tuberías de tramos rectos, debe situarse a una distancia de unos 30-40 metros cada uno, como se hace referencia en el apartado anterior. - En los puntos bajos de la instalación. - Previos a las válvulas que regulan el caudal de vapor tanto en las líneas de distribución como en la alimentación de vapor a los equipos. - En finales de línea y en los colectores de vapor - En la salida de los equipos que disponen de serpentines, camisas térmicas u otras formas de calefacción. 4.9.4.2 Montaje de elementos de purga La forma de montar los purgadores dependerá del tipo y de la zona donde tenga que ser ubicado. A continuación, se especifican las consideraciones más habituales que deben tenerse en cuenta. El diseño habitual de los pozos de goteo se muestra en la Figura 52. El diseño y ubicación se determina para que los condensados caigan al pozo por gravedad y mediante un purgador se pueda drenar. En caso de purge de equipos los pozos de goteo, además, debe asegurar una distancia vertical descendente entre el equipo y la estación de purge de unos 400-700 mm. El diámetro del pozo de purga se diseñará en función del caudal de condensados que se estime que se va a generar [19]. Las estaciones de purga deberán ir acompañadas de elementos que faciliten su mantenimiento: válvulas de corte antes y después del purgador, válvula de bypass en caso de que fuese necesario, filtros para alargar la vida de 65 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. los purgadores, mirillas por las que se pueda detector visiualmente el correcto funcionamiento del purgador, etc. Cuando los condensados salen de serpentines situados en el fondo de equipos hay que tener especial precaución con los golpes de ariete. Para evitar que se de este fenómeno se instalan sifones de fondo (Figura 63). Figura 63. Purga de equipos con serpentines de fondo 4.9.5 Revaporizado Cuando el condensado pasa de una situación con una determinada presión y temperatura, a otra en la que por la presión no puede estar a la temperatura inicial, una parte se convierte en vapor y se le conoce como revaporizado. El uso del revaporizado es una medida de ahorro energético muy interesante que debe tenerse en cuenta. Para que sea viable la recuperación del revaporizado deben cumplirse una serie de requisitos [10]: - Deben existir procesos con diferentes presiones de trabajo y con funcionamiento coincidente en un tiempo razonable. - Los purgadores de los procesos con mayor presión deben admitir la nueva contrapresión que se genera. - El proceso de menor presión es conveniente que esté próximo y su demanda de vapor sea superior a la cantidad de revaporizado. - Cantidad de revaporizado suficiente que haga rentable la inversión. Para recuperar y aprovechar el revaporizado, se utiliza un tanque con un diámetro que provoque un descenso importante de la velocidad, para permitir al condensado caer en la parte baja y una altura por encima del punto de entrada, suficiente para que el revaporizado sea seco. Los condensados generados en Migasa procedentes de las líneas de vapor y de los equipos de los diferentes procesos son mayoritariamente desaprovechados, es decir, no se recirculan hacia el tanque de almacenamiento de agua a calderas. Se cuenta con una red de retorno de condensados donde solo se recirculan los generados en la línea principal de distribución de vapor de las calderas. La línea principal de distribución de vapor de las calderas parte del colector situado en la sala de calderas (véase Figura 49) hasta llegar a otro colector de vapor de fábrica desde el cual se distribuye el vapor hacia las diferentes zonas y procesos (Figura 62). Los purgadores instalados a lo largo de este recorrido recogen los condensados generados y los conducen a la línea de retorno hacia el tanque de almacenamiento de agua de calderas. El resto de condesados generados son reconducidos a arquetas que desembocan en la depuradora (véase P&ID de distribución actual de red de condensados del Anexo I). Por otro lado, el montaje de los purgadores que se encuentran en fábrica es muy dispar. Las estaciones de purga de la línea principal de distribución se han montado todos tal y como queda reflejado en la Figura 64. Además, hay un número importante de purgadores objetos de sustitución, reparación y/o revisión 11 . 11 En el Anexo III se muestra un listado de purgadores identificados que deben sustituirse o deben ser revisados y reparados. Descripción del Área de Estudio 66 Figura 64. Esquema estación de purga línea principal distribución de vapor de calderas Sin embargo, la línea de vapor de Neoelectra no sigue ningún patrón. En esta línea los purgadores están situados todos en el fondo del pozo de goteo, algunos tienen válvulas de corte y otros no. El resto de estaciones de purga situadas por la fábrica en las redes de distribución de vapor y en los equipos son muy variables y están montadas de diferente manera, no se ha seguido ningún patrón y/o recomendación en la instalación de estos, en su mayoría. En el P&ID del Anexo I queda reflejado cómo están montadas las diferentes estaciones de purga y se refleja a los diferentes puntos donde, actualmente, van dirigidos estos drenajes. 67 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 5 IDENTIFICACIÓN DE DEFICIENCIAS DEL SISTEMA DE VAPOR En este apartado se identificarán las deficiencias observadas en el sistema de vapor: generación de vapor, red de distribución y retorno de condensados. 5.1 Depósito alimentacion agua a las calderas Como se especifica en el apartado 4.3 y en el esquema de la Figura 30, hay dos depósitos comunicados entre sí para el almacenamiento de agua de para calderas. El tanque principal (18 m3) recibe todos los fluidos y, por lo tanto, es el único depósito que puede asegurar que el agua se pueda mantener a una temperatura estable ya que es el que tiene la inyección de vapor. El almacenamiento únicamente hace la función de acumulador de agua, pero no es posible asegurar que el agua no pierda temperatura. Por esta razón es difícil confrmar una temperatura constante y estable para ambas calderas. La lanza de vapor a este depósito dispone de filtros (señalados en rojo en la Figura 65), tanto en la estación reductora como en la rampa de vapor al tanque. Estos se encuentran instalados en disposición vertical favoreciendo la acumulación de condensados en la cesta y facilitando golpes de ariete en las tuberías. Figura 65. Filtros lanza de vapor tanque alimentación agua a calderas Por otro lado, las tuberías de alimentación de los fluidos al tanque de alimentación de agua a calderas conectan directamente en la parte superior. De esta manera, no se puede asegurar que exista una buena mezcla entre los fluidos y puede darse el fenómeno de la estratificación. Además, es posible con la configuración actual pueda haber presencia de gases no condensables. También, se aprecia una no correcta instalación del rebose y venteo puesto que comparten la misma tubería (Figura 66). El venteo y el rebose tienen funciones diferentes. El venteo debe mantener el tanque a presión atmosférica y eliminar los vapores, es decir, los revaporizados que pueden presurizar el tanque y el oxígeno y/o aire que se encuentra en la parte superior de este. El rebosadero, sin embargo, debe evacuar el agua sobrante del tanque si este llega a su nivel máximo y mantener el depósito a una presión de 0,5 bar. Esta última función se realiza mediante un sifón con sello de agua, que será expulsado si el tanque se presuriza. Actualmente, no existen problemas de vibraciones, presurización en el tanque o pérdida de agua por el rebose porque apenas hay retorno de condensados al depósito. Si la recirculación de condensados fuese mayor y con el actual venteo y rebosadero subdimensionado podrían darse los problemas mencionados con anterioridad. Identificación de Deficiencias del Sistema de Vapor 68 Figura 66. Tubería de rebose y venteo tanque alimentación agua a caderas Por último, las tres tomas de muestra de agua de aportación a las calderas no disponen de enfriadores lo cual podría provocar quemaduras y alteraciones en las muestras si parte se revaporiza debido a las altas temperaturas. 5.2 Control de alimentación de agua a calderas El sistema actual de alimentación de agua a las calderas se realiza mediante los variadores de frecuencia de las bombas de las calderas, como se menciona en apartados anteriores. A pesar de que es un sistema donde la caldera trabajaría modulando el caudal, se observa que funciona como todo/nada en la mayoría de las ocasiones. Se observa que cuando la alimentación disminuye por debajo de 13.000 l/h, en un segundo el caudal pasa a ser de 0 l/h, es decir, se da un cambio muy brusco. Si el sistema funciona prácticamente como ON/OFF, cuando las bombas están introduciendo grandes cantidades de agua a temperatura baja (unos 80ºC aproxidamente) se produce una disminución de la presión en caldera. Esta disminución de presión provoca un aumento en el porcentaje del quemador para seguir satisfaciendo la demanda de la planta. Como consecuencia, el quemador no funcionaría según la demanda de la planta, sino que, también, se vería afectado por la disminución de la presión en la caldera, produciendo un mayor consumo de gas. En el peor de los casos, la disminución de presión provocará un aumento del volumen específico del vapor generando burbujas mayores. Esta situación producirá un aumento aparente del nivel de agua, así como un vapor más húmedo y con arrastres. Por otro lado, cada una de las calderas dispone de un economizador para aumentar la temperatura del agua de alimentación a las calderas. Si esta alimentación de fluido no es modulante, es decir, si en ocasiones no pasa caudal, el agua queda estancada en el economizador, produciendo un aumento de temperatura provocado por el paso de los humos. Cuando la caldera de nuevo requiera agua del tanque, las bombas impulsarán el agua contenida en el tanque de alimentación la cual se encontrará a una temperatura inferior que el agua que quedó estancada en el economizador. Este choque a diferentes temperaturas, provoca contracciones en el economizador. Cuando vuelvan a parar las bombas y cese la alimentación de agua, el economizador se expansionará. Estos ciclos de expansión y contracción, producen una fatiga del material, que provoca la ruptura prematura del economizador. Además, no se aprovecha el máximo rendimiento del economizador, ya que cuando existe un alto paso de caudal, 69 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. este equipo no es capaz de transferir la máxima temperatura. 5.3 Control de purgas Se revisan las medidas de conductividad del agua de las calderas y se comprueba que las conductividades eran realmente bajas (Tabla 7). 5/10/21 6/10/21 7/10/21 UMISA 890 µS/cm 918 µS/cm - SOGECAL 215 µS/cm 101 µS/cm 240 µS/cm Tabla 7. Medidas conductividad agua de calderas También, se detecta un venteo abundante y constante en el tanque de purgas. Tras detectar esta incidencia, se procede a la revision de la instalación y se detecta que una de las válvulas de la caldera Sogecal fugaba. Cerrada esta purga, mediante la válvula manual de interrupción, desapareció la pluma de vapor que se observaba en el tanque y comenzó a recuperarse la conductividad como se observa en la medida del día 7/10. Una conductividad exageradamente baja, significa un desperdicio de agua y energía. En la caldera Umisa, la conductividad también era muy baja, pero puede ser por el bajo uso de esta. Además, en esta caldera el sistema de purgas instalado obliga a mantener un paso continuo. La purga de sales de la caldera Umisa dispone de un sistema automático que regula la conductividad mediante una válvula eléctrica, pero la sonda que mide se encuentra instalada en el exterior de la caldera añadida al controlador existente que no dispone de posibilidades de configuración. Esto implica que deba existir un flujo constante para detectar la conductividad de la caldera provocando, en algunos casos, exceso de purga en la caldera. Sin embargo, en la caldera Sogecal al estar la sonda en el interior permite detectar inmediatamente la conductividad de la caldera sin necesidad de abrir la válvula. 5.4 Tanque de purga de fondo Del sistema actual de purgas de fondo se destacan dos aspectos: - Las descargas de las válvulas de seguridad van canalizadas con otras descargas hacia el tanque de purga de fondo. Esto puede provocar sobrepresiones (EN4126-1 2004), además, de que no cumple normativa como se comenta en apartados anteriores. - El aporte de agua fría se encuentra deshabilitado, con las válvulas manuales cerradas tal y como se muestra en la imagen de la Figura 67. Figura 67 . Aporte agua fría al tanque de purga de fondo Identificación de Deficiencias del Sistema de Vapor 70 Esto impide que se pueda asegurar una descarga de agua de purgas a una temperatura inferior a 45ºC, tal y como marca la normativa medioambiental. 5.5 Colector principal de vapor generado de las calderas El colector principal de vapor generado en las calderas dispone de dos entradas de vapor de cada una de las calderas y dos salidas, la línea principal de distribución a planta y una línea que inyecta vapor directo al tanque de alimentación de agua a las calderas. El colector dispone de un pozo de goteo situado en la parte central del colector. En la parte inferior del pozo se encuentra la conexión del purgador. La ubicación del purgador facilita que este atrape suciedad pudiendo provocar un mal funcionamiento. Por otro lado, las tomas de vapor de las calderas se diseñan para la presión de diseño de estas. Al reducir la presión de funcionamiento se produce un aumento en la velocidad del vapor. En la Ecuación 2 se determina la formula a partir de la cual se calcula la velocidad del vapor que transcurre por una tubería. 𝑄 =𝑑∗𝑉∗𝑆 (2) donde: - V = Velocidad del vapor (m/s) - Q = Caudal de vapor (kg/h) - d = Densidad del vapor en kg/m3 - S = Sección de la tubería (m2) 𝑆 =𝜋∗𝐷2 4 (3) donde: - D = diámetro de la tubería (mm) En la Tabla 8 se especifica la velocidad del vapor a una presión de 11 bar. CAUDAL TUBERÍA VELOCIDAD SOGECAL 14.000 kg/h DN150 39 m/s UMISA 12.500 kg/h DN150 35 m/s Tabla 8. Velocidad del vapor a 11 bar La velocidad del vapor de ambas calderas que se alcanza supera la velocidad recomendada (30 m/s). Esto puede provocar erosiones en las tuberías. Con relación al dimensionamiento del colector, estimando que el diámetro es de DN250 y a una presión de 11 bar tiene una dimensión correcta para la producción de una sola caldera en funcionamiento. En esta situación, la velocidad de paso es de 14 m/s, algo elevada, pero baja para ayudar a que caiga la humedad arrastrada. Sin embargo, considerando que las dos calderas están en funcionamiento, la velocidad de paso del vapor por el colector aumenta a 27 m/s, siendo esta muy superior a la recomendada (10 m/s). 71 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 5.6 Líneas de distribución y procesos A continuación, se listan las deficiencias identificadas a lo largo de la planta. Se considera la siguiente clasificación: - Reducción de presión - Filtros - Purgas de líneas - Derivaciones - Eliminación de aire 5.6.1 Presíón de trabajo En el colector de vapor de fábrica (Figura 62), la línea de vapor que distribuye al proceso de la neutralización, el lavado de cisternas y lavado de aceites de semilla tiene una válvula reguladora de presión que fuga vapor y no regula correctamente. Esto se identifica puesto que está llegando el vapor a las calderas de aceite a aproximadamente 10 bar, cuando la presión normal de trabajo es de 5 bar (Figura 68). Figura 68. Válvula reguladora línea vapor neutralización clásica 5.6.2 Filtros mal instalados Se observa que los filtros de las líneas de vapor en su mayoría se encuentran mal posicionados, están dispuestos en posición vertical respecto la tubería como puede observarse en las imágenes dispuestas, a continuación (Figura 69). Identificación de Deficiencias del Sistema de Vapor 72 Figura 69. Filtros mal instalados 5.6.3 Drenaje de líneas En diferentes zonas de fábrica se detecta falta de drenajes en líneas (Figura 70). La mayoría de las líneas de alimentación de vapor a equipos carecen de purgas en puntos clave de acumulación de condensados (codos, finales de línea). También, se aprecian muchos puntos bajos del sistema y subidas de líneas sin pozo de goteo y, por ende, sin un sistema de purga adecuado. En las fotografías mostradas, a continuación, se pueden observar algunos ejemplos de la mala instalación a la que se está hacienda referencia. 73 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 70. Identificación de puntos con necesidad de drenaje Identificación de Deficiencias del Sistema de Vapor 80 Figura 79. Condensados de calderas El condensado sale a una elevada temperatura y presión provocando el borboteo y revaporizado y pudiendo provocar quemaduras en los operarios que trabajan en esta zona. La presión de los condensados de esta zona, son de baja presión, a pesar de que, actualmente, la presión de la zona de química es de 10bar debido a la ruptura de la reductora que regula el vapor que llega a esta zona. No obstante, y por norma general, la presión de esta zona ronda los 4-5 bar, por lo que la presión de los condensados es muy baja. 5.8.3 Purgadores Han sido revisados un total de 69 purgadores. Pese a que todavía, faltan más purgadores por identificar su estado. No obstante, de los 69 chequeados, se detectan las siguientes anomalías: - 8 purgadores pierden vapor - 1 purgador presenta ciclo rápido en su funcionamiento - 11 purgadores no han estado en servicio en el momento de su revision - 17 purgadores están anegados de condensado en su funcionamiento Los 32 purgadores restantes presentaban un estado adecuado. Figura 80. Estado de los purgadores revisados Para conocer una visión más detallada de los purgadores que están funcionando mal, se presenta el detalle al final en la lista de purgadores adjunta en el Anexo III. 81 6 PROPUESTAS DE MEJORA En ese capítulo se expondrán soluciones para las deficiencias observadas en el sistema de vapor tanto en la generación, distribución del vapor y red de retorno de condensados. 6.1 Tratamiento del agua Se propone aumentar la temperatura del agua del tanque de almacenamiento del agua para las calderas a unos 90ºC. De esta forma se consiguiría reducir el contenido de oxígeno de 2,9 a 1,6 ppm, consiguiendo así reducir la aportación de químicos necesarios para la eliminación del compuesto. Las variaciones de caudal de vapor son muy frecuentes y significativas . Con el sistema actual de generación de vapor se debería poder regular el caudal según el consumo. Sin embargo, la conductividad no parece que se encuentre controlada, y alrededor del valor de set point 3.500 µS/cm. Se recomienda, por lo tanto, un control más exhaustivo de la purga de sales, limpiando la sonda y calibrando el controlador con una periocidad de 6 meses como máximo. 6.2 Depósito de alimentación Se considera conveniente que los filtros tanto de la estación reductora como de la rampa de vapor al tanque de alimentación de agua a las calderas se giren de forma que queden colocados en el plano horizontal, evitando como consecuencia la acumulación de condensados en la cesta y los golpes de ariete. Además, con el objetivo de reducir el porcentaje de oxígeno disuelto en el agua, como se menciona en apartado anterior, se debe revisar el control de la lanza de vapor y aumentar el set point de manera que se alcancen los 90ºC propuestos. Por otro lado, se propone añadir un cabezal mezclador en el depósito de manera que facilite la mezcla de los fluidos que se incorporan al tanque de alimentación. La mezcla se consiguiría mediante la entrada directa descendente del fluido a través de un deflector que pulveriza el agua de alimentación y favorece la mezcla de los fluidos. También, y para favorecer aún mas la mezcla, ayuda la incorporación de una tubería para recirculación del agua mediante una bomba. Al depósito sería necesario modificarle las tuberías del venteo y rebose, ya que como se comentó en apartados anteriores son la misma. Por ello, se propone que se instalen tuberías independientes. Para el depósito de 18 m3 sería conveniente una tubería de venteo DN200 y para el rebosadero DN100, colocándose en un lateral tal y como se muestra en el esquema de la Figura 81. Propuestas De Mejora 82 82 Figura 81. Propuesta tubería rebose depósito 18m3 de agua alimentación a calderas [34] Para asegurar una homogeneización en temperatura y mezcla de agua, conviene que no haya dos tanques independientes, es decir, que sea un único depósito de almacenamiento. Actualmente, el tanque de 12 m3 solo recibe el agua del tanque de 18m3 y no tiene aporte de vapor. Por lo tanto, se propone comunicar ambos depósitos para evitar estos inconvenientes. Resumiendo, la solución para el tanque de agua de alimentación a calderas sería (véase Figura 82): - Comunicar los depósitos de 18m3 y 12m3. - Incluir cabezal mezclador con tubo de inmersión rompe vacíos y eliminador de aire. - Sistema de recirculación de agua (bomba y tubería de recirculación). - Disposicion de los filtros de la lanza de vapor en el plano horizontal. - Modificación del control para aumentar el set point de temperatura a 90ºC. Figura 82. Propuesta depósito alimentación agua a calderas Además, para la toma de muestras de las aguas al depósito de alimentación a calderas (agua cogeneración, condensados y agua de aportación) es importante incluir enfriadores, evitando así cualquier tipo de accidente. 6.3 Control de alimentación de aguas a calderas Se recomienda realizar una revisión de la configuración del PID del control de los variadores de frecuencia de las bombas de alimentación de agua a las calderas e intentar que se ajuste al máximo al funcionamiento de éstas 83 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. para que el aporte de agua sea lo más modulante y suave posible. Conviene instalar una recirculación del tanque de agua al economizador, para asegurar que siempre exista un caudal mínimo circulando por este equipo, evitando así, que el agua quede estancada en el economizador y provoque expansiones y contracciones que disminuyan su vida útil. Por otro lado, evaluando el modo de funcionamiento de algunos consumidores finales y aprovechando la instalación de medidores de caudal, es una buena oportunidad para realizar un control de alimentación a dos elementos (Figura 83). De esta forma, la tecnología de control aplicada reflejaría la manera en que el vapor se consume asegurando siempre una alta calidad en el vapor generado. Por ello, según las variaciones de consumos, el sistema de alimentación podría ser proactivo y reactivo para adelantarse a las demandas de vapor, controlando también el vapor de baja calidad que se exporta a los consumidores. Teniendo en cuenta estas observaciones, se recomienda la instalación de control de alimentación compuesta por dos elementos como se muestra, a continuación. Figura 83. Instalación de control de alimentación de agua [34] En el esquema de la Figura 84 se muestra el conexionado y los elementos necesarios para el sistema de control propuesto. Propuestas De Mejora 84 84 Figura 84. Esquema control alimentación de agua a calderas Por tanto, la solución propuesta consiste en: - Instalación de una nueva línea de recirculación al tanque de agua que pase por el economizador. - Instalación de válvula de control. - Nuevo controlador que contemple la posibilidad de un control a dos elementos. - Conexión de la señal del medidor al controlador. Y podría ser controlado tal y como se muestra en la Tabla 9, a continuación. Caudal caldera Salida controlador Posición válvula VC Posición válvula VR 100% 20 mA 100% 0% 50% 12 mA 50% 0% 25% (min eco) 8 mA 25% 0% 0% 4 mA 0% 100% Tabla 9. Configuración control agua a calderas 6.4 Sistema de purgas 6.4.1 Reajustar parámetros de purga de fondos Tras analizar los análisis de agua de aportación (Tabla 3) se confirman unos valores bajos y correctos de conductividad y dureza del agua. Por ello, se considera, se considera conveniente ampliar los intervalos las purgas de fondos de las calderas. Además, un indicativo de que se puede reducir las purgas es si cuando se realiza el mantenimiento anual, no se observan residuos sólidos depositados en el fondo de la caldera, significa que se está realizando purgas correctas o en exceso. En este caso, la revisión realizada en 2021 fue bien en cuanto a incrustaciones en la caldera. En la Tabla 10, se especifica la ampliación de los intervalos de purga propuestos. 85 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Caldera Intervalo / duración ACTUAL Intervalo / duración PROPUESTA Umisa 3h / 5s 6h / 5s Sogecal 3h / 5s 6h / 5s Tabla 10. Propuesta parámetros de purga de fondos 6.4.2 Purga de sales Para la caldera Umisa se propone la instalación de un controlador que haga lecturas intermitentes y no constantes como se hacen actualmente. Por ejemplo, que cada 30 minutos abra la válvula de control hasta disminuir la conductividad. Si, por el contrario, la conductividad se encuentra por debajo de los parámetros marcados, la válvula cerrará hasta la siguiente lectura. 6.4.3 Reaprovechamiento de energía Convendría instalar un sistema de recuperación de calor para reaprovechar la energía contenida en la purga de control TDS (Figura 85). Figura 85. Propuesta de purgas y aprovechamiento de energía 6.4.4 Tanque de purgas Es necesario que las descargas de las válvulas de seguridad se independicen de la línea de purgas para cumplir con la normativa medioambiental. Se debe revisar la instalación de aporte de agua fría al tanque de purga, para asegurar que el agua se mantenga a una temperatura adecuada. También, debe repararse o sustituirse la válvula de purga de la caldera Sogecal que se identificó con una fuga. Propuestas De Mejora 86 86 Con ello, deberá parar el venteo constante actual del tanque de purgas y deberá aumentar la conductividad en la caldera. 6.5 Colector de vapor de la sala de calderas Se propone modificar la ubicación de la conexión del sistema de drenaje de condensados del colector de vapor de la sala de las calderas. Se recomienda ubicar el pozo de goteo en un lateral del colector, en concreto, en el lado opuesto de las entradas de vapor. La conexión del drenaje de condensado deberá situarse a 10 o 15 cm del fondo del pozo de goteo, y en la parte inferior deberá instalarse una válvula de bola para el vaciado del colector. Además, sería conveniente instalar un eliminador de aire. En la Figura 86 se presenta un esquema con la propuesta de modificación del colector. Figura 86. Propuesta modificación colector vapor Como se hace mención en el apartado 5.5, el colector estaría subdimensionado si se tiene en cuenta las dos calderas en funcionamiento. En la actualidad, normalmente se trabaja con una caldera no se requiere el uso de las dos. Por tanto, por el momento no se propone la sustitución del colector por uno de un tamaño mayor, pero recalcar que si en el futuro el consumo aumenta se deberá contemplar la instalación de un nuevo colector de mayor diámetro. 6.6 Puesta en marcha de las calderas Es recomendable para la puesta en marcha automática de las calderas la instalación de un eliminador de aire y un rompedor de vacío para cada caldera. Esto permitiría eliminar el aire que ha quedado en el interior durante la parada de la caldera y también permitiría evitar el vacío que se produce por el efecto de la condensación del vapor. No obstante, es importante que la válvula del vapor de salida de cada caldera permanezca cerrada hasta que la caldera llegue a su presión de trabajo para evitar que el aire se envíe a los procesos productivos. 6.7 Líneas de distribución y procesos Es necesario revisar la instalación de la red de distribución de vapor y procesos, teniendo en cuenta las siguientes modificaciones y aspectos: - Ubicar los filtros situados en las líneas de vapor en la disposición correcta. - Modificar el dilatador que se encuentra mal posicionado. - Sustituir válvula reguladora de vapor de la línea de vapor de la neutralización clásica, lavado de 87 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. camiones y lavado de aceite. - Modificar las derivaciones situadas en la zona inferior de las tuberías de vapor y realizar la conexión por la zona superior de la tubería. Durante los meses de recogida de información, se realizó un ensayo en el que se observa que existía en algunas líneas, gases no condensables que perjudican la calidad del vapor. Analizando las líneas se han encontrado puntos en los cuales se propone instalar eliminadores de aire. En la Figura 87 se muestran algunos de los puntos más susceptibles para instalación de estos equipos. En todos los colectores de vapor de los procesos de la Física 1, 2 y 3 se recomienda que juntamente con el manómetro se instale un eliminador de aire, para asegurar la eliminación de gases no condensables. En las siguientes imágenes adjuntas se muestran los puntos a los que se hace referencia. Propuestas De Mejora 88 88 Figura 87. Propuestas instalación eliminadores de aire 6.8 Propuestas de mejora en procesos 6.8.1 Reactor de aceite y depósito agua (lavado previo a la decoloración 1) Antes los inconvenientes comentados del sistema actual para el lavado de aceite en el proceso de lavado previo a la decoloración del aceite, se recomienda: - Instalar un purgador en el tanque de aceite. De esta forma se podrá asegurar que el vapor se queda en el serpentín del tanque y se aprovecha la energía. - Los condensados que drene el purgador instalado en el tanque de aceite, serán reconducidos a un depósito de acumulación de condensados que serán retornados al tanque de alimentación de agua a las calderas (véase P&ID de la propuesta de la nueva red de retorno de condensados en el Anexo II). - Controlar la temperatura en el reactor de aceite, instalando un transmisor de temperatura. El calentamiento irá en función de las necesidades del tanque de aceite para que no se dé un exceso de energía como ocurre actualmente. - El tanque de agua será alimentado con agua descalcificada a temperatura ambiente. Este agua llegará al set point de temperatura mediante un lazo de vapor de regulación automática. Este lazo, por lo tanto, deberá ir controlado por un transmisor de temperatura que deberá montarse en el depósito. - Se instalará, también, un purgador a la salida del depósito de acumulación de agua. Los condensados generados serán reconducidos al mismo depósito de acumulación de condensados para ser retornados a las calderas. - Instalar transmisores de nivel tanto al reactor como al depósito de agua que alimenta a este último. La alimentación de fluidos a ambos depósitos irá regulada según su nivel. 6.8.2 Neutralización- Calderas Se recomienda un control automático de la temperatura en las calderas. Para ello, sería necesario instalar controladores de temperatura y válvulas de control automáticas. El controlador controlará la temperatura del tanque y dará orden a la válvula de control abrir o cerrar según el valor de consigna. También se puede introducir una alarma que cierre otra válvula para mayor seguridad del sistema. 89 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 6.8.3 Tanques de ácidos grasos Se propone calentar los ácidos grasos contenidos en los tanques con vapor y no con condensados. La temperatura que se necesita en estos depósitos es de unos 70ºC, además no requiere un agua de alta pureza puesto que ni siquiera está en contacto con el contenido. Por lo tanto, actualmente, se está perdiendo parte del contenido energético de los condensados (90ºC) y desaprovechando agua de pureza para un proceso que no lo requiere. Esto supone un gasto innecesario. Para ello, deberá controlarse la temperatura en cada uno de los depósitos e incluir válvulas automáticas de regulación de vapor en la entrada de cada uno de ellos. El vapor no irá de un serpetín a otro, sino que se instalarán tres purgadores, uno a cada salida de cada depósito. La temperatura en ambos debe ser la misma y si pasa de un depósito a otro, al último cuando llegará el vapor ya con condensados la transferencia de calor sería menor. Además, solo se podría controlar la temperatura en el tanque que tuviera la alimentación de vapor, lo cual no tiene sentido. Los condensados irán dirigidos a un punto de recogida para retornarlos a las calderas donde sí se requiere altas temperaturas y agua de alta pureza. 6.8.4 Depósito de agua para lavado de camiones Este depósito, como se comenta en apartados anteriores, se alimenta de condensados de purgas de otros procesos y de condensados de la línea de vapor que va desde el colector de fábrica hasta el proceso de neutralización. Se propone deshabilitar la alimentación con condensados y mantener el depósito con agua descalcificada generada en Migasa. Con agua descalcificada la calidad es suficiente y no se necesita llegar a las temperaturas tan altas a las que actualmente se está llegando por los condensados. El depósito cuenta con una inyección de vapor directa, pero es manual. Se propone controlar la temperatura y establecer un lazo de alimentación de vapor automático para mantener la temperatura en unos 70ºC. 6.8.5 Depósitos agua de lavado “neutralización continua” y “neutralización clásica” La neutralización clásica es el proceso, explicado en apartados anteriores, en el cual se prepara el aceite. La diferencia entre neutralización continua y clásica es el tipo de aceite que se trate. Según sea, pasará por un procedimiento u otro. Para el depósito de agua de lavado de aceites de oliva (neutralización continua) se recomienda lo siguiente: - Deshabilitar la alimentación con condensados generados en las líneas de distribución de vapor de la planta. - Alimentar el depósito con agua descalcificada. - Automatizar la alimentación de agua, instalando una válvula autómática on/off controlada por el controlador de nivel del depósito. Por otro lado, para el tanque de agua de lavado de aceites de semilla (neutralización clásica) conviene tener en cuenta las siguientes modificaciones: - Instalar un controlador de temperatura en el depósito. - Fabricación y montaje de tuberías para alimentación de vapor al depósito (serpentín interior). - Montar purgador en la salida del depósito y redirigir los condensados drenados a un depósito de recogida de condensados para retorno a las calderas. - Montaje de controlador de nivel en el depósito y válvula automática para alimentación de agua descalcificada al depósito controlada por el set point establecido. 6.9 Retorno de condensados Se propone recircular todos los condensados de buena calidad procedente de la red de distribución de vapor y Balance Energético y Económico 96 96 ℎ𝑙 es la entalpía de agua de alimentación a 80ºC (kJ/kg) 𝑄𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎,𝑎𝑐𝑡𝑢𝑎𝑙,𝑖 es el caudal de purga total de la caldera i (kg/h) 𝑄𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎,𝑚𝑒𝑗𝑜𝑟𝑎𝑑𝑜,𝑖 es el caudal de purga total de la caldera I tras la mejora de la conductividad del agua (kg/h) 𝜂 es el rendimiento de caldera El ahorro energético total se calcula sumando el de ambas calderas con los ajustes del caudal en cada una de ellas. 𝐴𝑒,𝑇 =∑𝐴𝑒,𝑖 (18) donde: 𝐴𝑒,𝑇 es el ahorro total obtenido por el ajuste de caudales en ambas calderas (kJ/h) Calculado el ahorro energético se puede obtener el ahorro económico que implicaría anualmente. 𝐴𝑒𝑐𝑜 =𝐴𝑒,𝑇 ·𝐶𝑐·𝑡 (19) donde: 𝐴𝑒𝑐𝑜 es el ahorro económico (€/año) 14 7.2.4 Ahorro económico por recuperación del calor de purgas Como se ha mencionado en apartados anteriores, actualmente no se recupera nada del calor generado por las purgas. Siguiendo la propuesta de mejora planteada que se basa en añadir un intercambiador de calor, un tanque de revaporizados y algunos accesorios, se puede estimar la inversion y la amortización de la misma teniendo en cuanta los ahorros que implicarían estas modificaciones. 𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑖 =𝑥𝑟𝑒𝑣𝑎𝑝 ·𝑄𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎,𝑚𝑒𝑗𝑜𝑟𝑎𝑑𝑜,𝑖 (20) donde: 𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑖 es el caudal de vapor recuperado de la purge (kg/h) 𝑥𝑟𝑒𝑣𝑎𝑝 es el porcentaje de revaporizado en la purga (según tablas de porcentaje de vapor recuperado de acuerdo a la presión de trabajo [34]. El caudal total de vapor recuperado será la suma de estos caudales de vapor en cada de las calderas. 𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑇 =∑𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑖 (21) donde: 𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑇 es el caudal de revaporizado recuperados de ambas calderas (kg/h) El caudal de vapor recuperado de las purgas de las calderas se puede traducir en términos económicos según la siguiente ecuación: 𝐴𝑟𝑒𝑣,𝑖 =𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑇 ·𝑡·𝐶𝑣 (22) 14 Factor de conversión para pasar de kJ a kWh es 0,0002778 97 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. donde: 𝐴𝑟𝑒𝑣,𝑖 es el ahorro económico debido a la recuperación del revaporizado de las purgas de la caldera i (€/año) El ahorro total asociado a la recuperación del revaporizado de las purgas de ambas calderas se calcularía con la siguiente expresión: 𝐴𝑟𝑒𝑣,𝑇 =∑𝐴𝑒𝑐𝑜,𝑖 (23) donde: 𝐴𝑟𝑒𝑣,𝑇 es el ahorro económico total debido a la recuperación del revaporizado ambas calderas (€/año) También, se puede ahorrar energía instalando un intercambiador de calor tal y como se ha propuesto en el plan de mejoras. 𝑞𝐴𝑅 =(𝑄𝑝𝑢𝑟𝑔𝑎,𝑚𝑒𝑗𝑜𝑟𝑎𝑑𝑜,𝑇 −𝑉𝑟𝑒𝑐,𝑇)·(ℎ𝐶−ℎ𝑎)·𝑡 (24) donde: 𝑞𝐴𝑅 es el calor del agua de purga (kJ/año) Con la recuperación de este calor se puede valorar el ahorro energético que implica y, por lo tanto, también, el ahorro económico asociado. 𝐴𝑞=𝑞𝐴𝑅 𝜂·0,000278 (25) donde: 𝐴𝑞 es el ahorro energético asociado al aprovechamiento de la energía del agua de las purgas (kWh/año) 𝐴𝑅𝐶 =𝐴𝑞·𝐶𝐶 (26) donde: 𝐴𝑅𝐶 es el ahorro económico resultante del aprovechamiento del calor del agua de purgas de ambas calderas (€/año) 7.3 Red de distribución de vapor y retorno de condensados Como se hace mención en apartados anteriores, la mayoría de los condensados no son recirculados a las calderas, sino que se reaprovechan en otros procesos o directamente, van a desagüe. Considerando una recuperación de condensados del 70%, se puede calcular al ahorro de energía y la repercusión económica de este ahorro. 𝐴𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑 =𝑚𝐶𝑂𝑁𝐷 ·𝐶𝑝,𝑎𝑔𝑢𝑎 ·(𝑇𝐶𝑂𝑁𝐷 −𝑇𝐴𝑎) (27) donde: 𝐴𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑 es el ahorro de energía derivado del uso de los condensados en lugar de agua de aportación (kJ/h) 𝑚𝐶𝑂𝑁𝐷 es el caudal de recuperación de condensados (kg/h) 15 15 El caudal de condensados se estima en un 70% del caudal total generado Balance Energético y Económico 98 98 𝑇𝐶𝑂𝑁𝐷 es la temperatura de los condensados (ºC) 𝑇𝐴𝑎 es la temperatura de agua tratada de aportación (ºC) Pasando los kJ/h de ahorro energético a kW, es decir, diviendo entre 3600 segundos, y multiplicando por el tiempo de servicio (8.400 h/año), se obtendrá el ahorro anual. A partir de este dato, se puede calcular el ahorro en combustible mediante la siguiente ecuación: 𝐴𝐶𝑂𝑀𝐵 =𝐴𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔í𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑 𝜂·𝐶𝐶 (28) donde: 𝐴𝐶𝑂𝑀𝐵 es el ahorro en combustible (€/año) Mediante la estimación de los costos asociados al agua de aportación a caldera y los asociados al tratamiento químico necesario, se puede determinar una aproximación del ahorro en aportción de agua y tratamiento. 𝐴𝑃𝑄+𝐴𝑎 =𝑀𝐶𝑂𝑁𝐷 ·1 𝜌𝐶𝑂𝑁𝐷 ·𝑡·(𝐶𝑃𝑄 +𝐶𝐴𝑎) (29) donde: 𝐴𝑃𝑄+𝐴𝑎 es el ahorro en aportación de agua y tratamiento (€/año) 𝜌𝐶𝑂𝑁𝐷 es la densidad del condensado (kg/m3) 16 𝐶𝑃𝑄 es una estimación del coste del tratamiento químico necesario al agua de aportación a caldera (€/m3) 𝐶𝐴𝑎 es una estimación del coste de agua de aportación a caldera (€/m3) 7.3.1 Purgadores Para estimar las pérdidas generadas por los purgadores identificados en mal estado, se debe conocer la pérdida de vapor por cada uno de estos. Hay muchos factores que afectan a la magnitud de la fuga de vapor, entre los que se incluyen la geometría del purgador, la suciedad, la erosión y los elementos internos que puedan obstruir parcialmente la el orificio. El caudal a través de un orificio depende de la geometría del orificio, de las presiones aguas arriba y abajo y de las propiedades del fluido. Los cálculos se realizan aplicando las normativas vigentes ISO 5167, BS1042 y ASME MFC-3M de la siguiente forma: 𝑊 =0,00751·𝐸·𝑑2·√𝐷𝑃/𝑣𝑔 (30) donde: W es la pérdida de vapor (kg/h) 16 Se estima una densidad en torno a 1.000 kg/m3 99 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 𝐸 = 1 √1 − 𝛽4 (31) 𝛽17 =𝑑/𝐷 (32) donde: d es el diámetro del orificio (mm) D es el diámetro de tubería (mm) vg es el volumen específico del vapor a la presión de línea (m3/kg) DP es la presión diferencial a través del orificio en mm de agua 𝐷𝑃=𝑃1 − 𝑃2 ≈𝑃1 − (0,58·𝑃1) (33) donde: P1 es la presión de línea de vapor (bar r) P2 es la presión de línea de condensado (bar r) Por otro lado, los efectos de suciedad, obstrucción parcial y geometría provocan que el purgador no fugue al máximo o bien que descargue condensado además de vapor. Para considerar estos fenómenos la pérdida potencial de vapor calculada con la fórmula (30) es reducida por un factor de 3. A partir del caudal de pérdidas y de las horas de funcionamiento anuales de cada purgador, se realiza las estimaciones económicas de las pérdidas de vapor utilizando el precio de generación del vapor en la instalación. Finalmente, cabe añadir que en este estudio no se considera la incidencia económica sobre la producción de los purgadores que retienen condensados debido a un mal funcionamiento, siendo esta incidencia evidente al no producirse el intercambio de calor de forma adecuada. 𝐶𝐹𝑃 =𝑊·𝑡·𝐶𝑉 (34) donde: 𝐶𝐹𝑃 es el coste asociado a las pérdidas por fugas de vapor en los purgadores (€/año) 17 𝛽=0,2887 Resultados 100 100 8 RESULTADOS En la Tabla 11 se muestran los costes actuales asociados a la producción de vapor, según los precios actuales del mercado de combustible (en este caso, gas natural) y la energía necesaria para producir vapor, calculada según los parámetros de diseño de las calderas y las condiciones de temperatura de entrada del agua de aportación. Además, se determina la emisión anual de CO2, consecuencia de esta producción de vapor. Además, se especifica los de consumo de combustible anual y la media de la producción anual de vapor, datos aportados por Migasa. Los costes asociados a la generación de energía cada vez son mayores y el consumo de vapor es elevado, así como el de combustible. Esto justifica aún más la necesidad de buscar la eficiencia y mejora de procesos. CALDERAS DE VAPOR Referencia Caldera 18 Marca Umisa Sogecal Tipo Pirotubular Pirotubular Presión vapor 11 11 bar Temperatura vapor 188,045 188 ºC Producción máxima 14.000 12.500 kg/h Combustible Gas natural Temperatura agua alimentación 80 ºC Entalpía vapor saturado (hv) 2.784 kJ/kg Entalpía agua alimentación (hl) 335 kJ/kg Energía requerida para producir vapor (FPCI, t) 2.450 kJ/kg Rendimiento de caldera (η) 82 % Energía real requerida para producir vapor (Fr) 2.987 kJ/kg Cálculo energía producción vapor Factor conversión (kJ a kWh) 3.600 kJ/kWh Energía requerida por tonelada vapor producido 829,79 kWh/t Coste combustible [40] (CC) 0,05 €/kWh Coste vapor19 (CV) 41,5 €/tn 18 Muchos de los datos reflejados en la table son aportados por Migasa 19 El coste del vapor se ha calculado atendiendo a la Ecuación 8 101 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Cálculo producción vapor Consumo anual de combustible 47.263,9 kWh/año Coste total combustible 2.363,2 €/año Producción anual de vapor 56.959,0 8 t/año Tiempo de funcionamiento 8.400 h/año Producción media de vapor 6.781 kg/h Cálculo emisiones Emisión de CO2 [41] 201,920 g CO2/kWh Emisión de CO2 por tonelada de vapor 0,1675 t CO2/ t vap Emisión anual de CO2 9.541,5 t CO2/año Tabla 11. Coste producción del vapor y emisiones derivadas Como se menciona en apartados anteriores, una de las propuestas de mejora del sistema de vapor es aumentar a 90ºC la temperatura del agua de aportación a calderas. Con ello, se consigue un ahorro de gasto en el consumo del producto reductor de O2 (Tabla 12). AHORRO TRATAMIENTO AGUA CON AUMENTO DE TEMPERATURA A 90ºC Agua alimentación caldera 6.858 kg/h Tiempo de servicio 8.400 h/año Temperatura actual agua alimentación 80 ºC Contenido de oxígeno con temperatura actual21 2,9 ppm Temperatura aumentada agua alimentación 90 ºC Contenido oxígeno con nueva temperatura22 1,6 ppm Dosificación producto reductor de O2 (aproximado)23 7,88 g/g O2 Estimación coste producto reductor de O2 2,54 €/kg Reducción consumo producto reductor de O2 661.920 g/año Ahorro económico por menor consumo producto reductor O2 1.681,28 €/año Tabla 12. Ahorro tratamiento del agua por aumento de temperatura No se calcula el coste del vapor adicional que habría que adicionar para aumentar la temperatura, aunque se 20 Factor de emisión del gas natural expresado en g CO2/kWhPCI (Poder Calorífico Inferior) 21 Dato obtenido de tabla adjunta en la Figura 24 22 Dato obtenido de tabla adjunta en la Figura 24 23 Dato aportado por la empresa de mantenimiento de calderas de Migasa Resultados 102 102 podría hacer aplicando la Ecuación 11. No se incluye ya que se considera parte del proceso de producción y, realmente, contribuye a un ahorro de energía en consumo de la caldera ya que se aporta el agua a una mayor temperatura. Además, no se conoce el dato del agua de nueva aportación al depósito de agua de alimentación, ya que esto depende del consumo de vapor y, como se ha mencionado anteriormente, este caudal es muy variable. En la gráfica de la Figura 90, se estiman costes nulos por las razones dadas previamente y los ahorros posibles anuales. Figura 90. Ahorros costes asociados al aumento temperatura del agua de aportación a calderas Otra de las propuestas es ajustar la frecuencia de purgas de fondos. En la Tabla 13, se calcula el caudal total de purga de fondos y sales actualmente, y el caudal para los nuevos tiempos propuestos y la conductividad ajustada a los valores recomendados. También, se realiza un comparativo de ambas situaciones en aspectos energéticos y económicos. Como se observa, aumentar el tiempo de paro de purga de fondos en las calderas y ajustar los valores de la conductividad disminuye el caudal de purga de fondos en ambas calderas. Con la nueva situación, la purga de sales de la caldera Umisa aumenta ya que la conductividad ya se encuentra próxima a la recomendada y se ha disminuido las purgas de fondos. Sin embargo, en la caldera Sogecal la purga de sales disminuye debido al ajuste de la conductividad en esta caldera. Transformando estos datos en aspectos económicos, llevar a cabo esta propuesta supone un ahorro energético y, por tanto, una disminución de costes asociados al consumo de combustible (Tabla 14). SITUACIÓN ACTUAL Caldera Umisa Caldera Sogecal Presión de caldera 11 11 bar Producción de vapor medio anual 6.780,842 6.780,843 kg/h Conductividad agua caldera24 3.797 2.599 µS/cm Conductividad agua alimentación25 57 57 µS/cm 24 Conductividad media a partir de los valores medidos mostrados en la Figura 25 25 Conductividad media a partir de los valores medidos mostrados en la Tabla 3 0 € 200 € 400 € 600 € 800 € 1.000 € 1.200 € 1.400 € 1.600 € 1.800 € COSTES AHORRO ANUAL Aumento Tª agua aportación calderas a 90ºC 103 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Caudal de purga total 104 153 kg/h Purga de fondos Válvula purga DN40 DN40 Caudal de purga26 6,4 6,4 kg/s Duración de purga 5 5 seg Ciclos de paro entre purgas 180 180 min Ciclos de paro entre purgas 10.800 10.800 seg Ciclo total de duración 10.805 10.805 seg Ciclos de purga por hora 0,3 0,3 ciclos/h Números de válvulas 2 2 unidades Cantidad total de purga 21 21 kg/h Purga de sales Caudal purga de sales 83 132 kg/h SITUACIÓN PROPUESTA Caldera Umisa Caldera Sogecal Presión de caldera 11 11 bar Producción de vapor medio anual 6.780,842 6.780,843 kg/h Conductividad caldera 3.500 3.500 µS/cm Conductividad agua alimentación 57 57 µS/cm Caudal de purga total 113 113 kg/h Purga de fondos Válvula purga DN40 DN40 Caudal de purga 6,4 6,4 kg/s Duración de purga 5 5 seg Ciclos de paro entre purgas 360 360 min Ciclos de paro entre purgas 21.600 21.600 seg Ciclo total de duración 21.605 21.605 seg 26 Dato aportado por la empresa de mantenimiento de calderas de Migasa Resultados 104 104 Ciclos de purga por hora 0,2 0,2 ciclos/h Números de válvulas 2 2 unidades Cantidad total de purga 11 11 kg/h Purga de sales Caudal purga de sales27 102 102 kg/h Tabla 13. Resultados de caudales de purga de fondos y sales de calderas ajustando valores de conductividad AHORRO OPTIMIZANDO CAUDAL PURGAS CALDERAS Ahorro energético 4,637 kWh Ahorro económico 1.937 €/año Tabla 14. Ahorro económico y energética optimización de purgas Las purgas de las calderas tienen un alto contenido energético debido a sus altas temperaturas. Por ello, se propone la instalación de un intercambiador que aproveche el calor de estas purgas para precalentar el agua de alimentación a las calderas, como se ha visto en apartados anteriores. Esta propuesta se cuantifica en la Tabla 15, en la cual se puede determina una estimación de coste de la inversión requerida, así como, el ahorro que implica este aprovechamiento del calor y del revaporizado de las purgas. AHORRO RECUPERACIÓN CALOR PURGAS CALDERAS Caudal vapor total recuperado 36,16 kg/h Ahorro económico recuperando el revaporizado 12.605,37 €/año Calor agua residual de purgas 195.589 kWh/año Ahorro energético aprovechamiento calor de las purgas28 238.523,17 kWh/año Ahorro económico aprovechamiento calor de las purgas29 11.926,16 €/año Ahorro total aprovechamiento calor y revaporizado purgas 24.531,53 €/año Inversión requerida (Coste aproximado equipos y material) 20.125 € Amortización inversión 10 meses Tabla 15. Ahorro recuperación calor purgas calderas Como se muestra en la Tabla 15, el plazo de amortización es de 10 meses. Por lo tanto, es una inversión rápidamente recuperable y que aportará un beneficio considerable a lo largos de los años. Si se incluyen los ahorros asociados a la modificación de los tiempos de purga y ajuste de conductividad, la amortización es aún menor, de 9 meses (Figura 91) 27 Dato aportado por la empresa de mantenimiento de calderas de Migasa 28 Se considera las dos calderas en funcionamiento 29 Se considera las dos calderas en funcionamiento 105 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. Figura 91. Inversión y ahorro modificación control purgas y recuperación de calor y revaporizado En el plan de mejoras presentado, se propone una modificación de la red de condensados de fábrica que implica la recuperación máxima posible de condensados para retorno al depósito de alimentación de agua de las calderas. Para calcular las consecuencias económicas del nuevo planteamiento, se supone el retorno y recuperación de un 70% de los condensados generados en la fábrica. Como se puede observar en la Tabla 16, el ahorro de energía asociado a estos cambios es muy elevado. Además, a esto se le sumaría el ahorro en suministro de agua a calderas y la reducción de los costes asociados a los tratamientos químicos para este agua (ya, no necesarios). Para hacer una estimación más acertada del ahorro que implica esta actuación, se calculan los gastos anteriormente mencionados. RECUPERACIÓN DE CONDENSADO DE LA PLANTA Presión del condensado 1 Bar Temperatura del condensado 90 ºC Porcentaje de ahorro 70 % Caudal condensado 4.747 kg/h Tiempo de servicio 8.400 h/año Caudal condensado anual 39.871 m3/año Temperatura agua tratada de aportación 65 ºC Rendimiento caldera 82 % Ahorro de energía 1.159.141,2 kWh/año Coste combustible 0,05 €/ kWh Coste agua de aportación caldera 0,5 €/ m3 Coste tratamiento químico agua aportación caldera 1 €/ m3 Ahorro en combustible 70.679,34 €/ año 0 € 5.000 € 10.000 € 15.000 € 20.000 € 25.000 € 30.000 € INVERSIÓN AHORRO ANUAL Mejora control y recuperación calor y revaporizado de purgas Bibliografía 112 112 BIBLIOGRAFÍA [1] Centro De Eficiencia Energética, «Estudio de Eficiencia Energética de la Pyme,» 2008. [En línea]. Available: https://www.fundacionnaturgy.org/wp-content/uploads/2016/06/EIEE_2008_GNF.pdf. [2] Instituto Catalán de la Energía (Idescat), «Consumo final de energía. Por sectores,» 2019. [En línea]. 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Available: https://temariosformativosprofesionales.files.wordpress.com/2014/06/calderas-calculos.pdf. 116 ANEXO I 117 ANEXO II Anexo III 118 118 ANEXO III NºTAG DESCRIPCIÓN TIPO PURGADOR CONDICIÓN 0001 Sala caldera- Colector Disco termodinámico TD de Ciclo Rápido 0002 Sala caldera- Drenaje lanza vapor tanque Desconocido Anegado de condensado 0003 Rack- Línea principal dist. vapor Disco termodinámico Correcto 0004 Rack- Línea cogeneración Cubeta invertida Pierde vapor 0005 Rack- Línea principal dist. vapor (descarga) Disco termodinámico Correcto 0006 Rack- Línea principal dist. vapor (tanque 27) Disco termodinámico Correcto 0007 Rack- Línea principal dist. vapor (tanque 11) Disco termodinámico Correcto 0008 Rack- Línea principal dist. vapor (tanques ácidos grasos) Disco termodinámico Correcto 0009 Rack- Línea cogeneración Neoelectra (sala frío) Cubeta invertida Anegado de condensado 0010 Sala frío- Colector Cubeta invertida Correcto 0011 Sala frío- Pozo goteo línea cogeneración Cubeta invertida Pierde vapor 0012 Sala frío- Línea vapor física 2 Disco termodinámico Anegado de condensado 119 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 0013 Tanques verdes- T3 Presión equilibrada Anegado de condensado 0014 Tanques verdes- T2 recuperados izquierda Cubeta invertida Fuera de servicio 0015 Tanques verdes- T2 recuperados derecha Boya cerrada Termostático Fuera de servicio 0016 Lavaderos- Línea principal entrada qímica Disco termodinámico Anegado de condensado 0017 Zona química- Caldera 12 izquierda Cubeta invertida Correcto 0018 Zona química- Caldera 12 derecha Cubeta invertida Correcto 0019 Zona química- Caldera 13 izquierda Cubeta invertida Pierde vapor 0020 Zona química- Caldera 13 derecha Cubeta invertida Correcto 0021 Zona químicacaldera 14 izquierda Cubeta invertida Pierde vapor 0022 Zona químicacaldera 14 derecha Cubeta invertida Correcto 0023 Zona químicacaldera 15 izquierda Cubeta invertida Correcto 0024 Zona químicacaldera 15 derecha Cubeta invertida Correcto 0025 Zona químicacaldera 20 izquierda Cubeta invertida Fuera de servicio 0026 Zona químicacaldera 20 centro Cubeta invertida Fuera de servicio 0027 Zona químicacaldera 20 derecha Cubeta invertida Fuera de servicio 0028 Zona químicacaldera 10 izquierda Cubeta invertida Fuera de servicio 0029 Zona químicacaldera 10 centro Cubeta invertida Fuera de servicio 0030 Zona químicacaldera 10 derecha Cubeta invertida Correcto Anexo III 120 120 0031 Zona químicacaldera 1 izquierda Cubeta invertida Correcto 0032 Zona químicacaldera 1 centro Cubeta invertida Correcto 0033 Zona químicacaldera 1 derecha Cubeta invertida Correcto 0034 Zona químicacaldera 2,3 (27) Cubeta invertida Correcto 0035 Zona químicacaldera 2,3 (26) Cubeta invertida Correcto 0036 Zona químicacaldera 2,3 (25) Cubeta invertida Correcto 0037 Zona químicacaldera 2,3 (24) Cubeta invertida Fuera de servicio 0038 Zona químicacaldera 2,3 (23) Cubeta invertida Fuera de servicio 0039 Zona químicacaldera 2,3 (22) Cubeta invertida Correcto 0040 Zona químicacaldera 4 izquierda Cubeta invertida Correcto 0041 Zona químicacaldera 4 centro Cubeta invertida Correcto 0042 Zona químicacaldera 4 derecha Cubeta invertida Correcto 0043 Zona físicadrenaje línea entrada F1 (Planta 1) Cubeta invertida Anegado de condensado 0044 Zona físicaantes reductora decoloración (Planta 1) Cubeta invertida Anegado de condensado 0045 Decoloración 1- Intercambiador (secadora) Cubeta invertida Anegado de condensado 0046 Decoloración 1- entrada vapor por filtros (planta 0) Cubeta invertida Anegado de condensado 121 Optimización red de condensados de vapor. Migasa Aceites S.L.U. 0047 Decoloración 2- Intercambiador (planta 0) Cubeta invertida Fuera de servicio 0048 Decoloración 2- entrada vapor por filtros (planta 0) Cubeta invertida Anegado de condensado 0049 Filtrado- Intermbiador (escalera, planta 0) Cubeta invertida Correcto 0050 Filtrado- Intercambiador (C7 al lado tierra, planta 0) Cubeta invertida Correcto 0051 Decoloración 1- Intercambiador (pared nave física, planta 0) Cubeta invertida Correcto 0052 Decoloración 1- Auxiliar (planto 0) Cubeta invertida Anegado de condensado 0053 Física 1- Colector 1 (desgasif.) (planta 1) Cubeta invertida Pierde vapor 0054 Física 1- Colector 2 (SE, DC) (planta 1) Cubeta invertida Pierde vapor 0055 Física 2- Colector (planta 1) Cubeta invertida Pierde vapor 0056 Física 3- Colector (planta 1) Cubeta invertida Correcto 0057 Física 3- final de línea (planta 1) Cubeta invertida Anegado de condensado 0058 Física 3- drenaje línea (planta 1) Disco termodinámico Correcto 0059 Física 3- serpentín cerca intercambiador (planta 1) Cubeta invertida Correcto 0060 Física 3- drenaje línea termocompresor (planta 3) Cubeta invertida Anegado de condensado 0061 Física 3- drenaje línea termocompresor (planta 3) Cubeta invertida Pierde vapor